ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
ИЗДАТЕЛЬСТВО
«ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
холодильная
техника
10/1975
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
УЧАСТНИКАМ XIV КОНГРЕССА
МЕЖДУНАРОДНОГО ИНСТИТУТА ХОЛОДА
Совет Министров Союза Советских Социалистических Республик приветствует
собравшихся в Москве участников XIV конгресса Международного института холода.
Усилиями ученых и специалистов многих стран за последние годы проделана
большая работа по широкому использованию искусственного холода в различных отраслях
экономики и для повседневных нужд людей. Успешно решается проблема сохранения
продуктов питания, возрастает значение искусственного холода в пищевой, мясной и
молочной, рыбной промышленности, а также в сельском хозяйстве, торговле, медицине,
машиностроении. Дальнейший прогресс в этих и других отраслях в немалой степени
связан с развитием науки о холоде, холодильной техники и технологии.
Важное значение для освоения космического пространства, использования атомной
энергии в мирных целях имеет решение научных проблем в области сверхнизких
температур. В Советском Союзе, где наука пользуется всемерной поддержкой со стороны
государства, развитию теоретических и экспериментальных исследований в области
низких температур уделяется большое внимание. Усилия и творческая мысль
советских ученых сосредоточены на решении актуальных проблем научно-технического
прогресса, укреплении связи науки с практикой и широком использовании научных
достижений в народном хозяйстве. Все это служит достижению такой высокой цели нашего
государства, как повышение благосостояния советского народа.
Участники нынешнего конгресса собрались в обстановке, когда благодаря усилиям
прогрессивных миролюбивых сил разрядка международной напряженности все
больше наполняется конкретным материальным содержанием, получает новое ускорение и
становится необратимым процессом. Все это создает благоприятные условия для
укрепления и развития взаимовыгодного сотрудничества между учеными и
специалистами разных стран мира.
Разрешите выразить надежду, что работа настоящего конгресса будет
способствовать дальнейшему развитию науки и техники, расширению международного общения
в интересах дела мира и прогресса.
Совет Министров СССР
© Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1975 г.

УДК 621-57
Утилизация тепла турбовоздушных холодильных машин
Доктор техн. наук Л. 3. МЕЛЬЦЕР, канд. техн. наук
Л. ф. БОНДАРЕНКО, канд. техн. наук Е. И. ТАУБМАН,
Ю. С. БОТУК, С. И. ЛЕЗНОВА
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
Повысить энергетическую эффективность ТХМ,
[1—3], реализующих вакуумный цикл и цикл
при избыточном давлении (рис. 1), можно
путем утилизации сбрасываемого тепла для
горячего воздухо- и водоснабжения, отопления,
опреснения, концентрирования растворов и пр.
При горячем водоснабжении сжатый в
компрессоре воздух нагревает воду в экономайзере, в
котором теплообмен осуществляется либо
контактным способом, либо через поверхность
нагрева. При контактном теплообмене можно
упростить и удешевить конструкцию
теплообменника и уменьшить гидравлические
сопротивления. Для повышения температуры воды в
контактном теплообменнике необходимо увеличить
давление. Чтобы получить температуру воды
~80°С, давление сжатия в цикле ТХМ должно
составить ~450 кПа. При этом можно получить
горячую воду в количестве до 60 кг на 1000 ккал
холода.
При использовании горячей воды (при
температуре наружного воздуха —10°С и температуре
в помещении 18°С) можно отопить помещения
объемом 60—180 м3 на каждые 1000 ккал
производимого холода. Расчеты проводили по
справочнику [4].
Рис 1. Термодинамические циклы ТХМ с водяным эко»
номайзером и дистилляционной приставкой:
а — вакуумный цикл; б — цикл при избыточном давлении.
Для машины ТХМ-300 при параметрах,
полученных в результате теплотехнических
испытаний первых образцов этих машин [1—31,
температура подогрева воды ~80°С, достижима
лишь в поверхностном теплообменнике. Это
связано с тем, что машина ТХМ-300 работает по
вакуумному циклу; давление покидающего
машину воздуха недостаточно для применения
контактного теплообменника, который в этом
случае смог бы обеспечить температуру воды не
выше 40°С. С помощью машины ТХМ-300 с
поверхностным теплообменником можно
получить воду с температурой 80°С, в количестве
~0,9 т/ч, что позволит отопить помещение
объемом 1550 м3. Поверхность теплообмена при
применении эффективных пластинчатых
теплообменников «воздух — вода» [5 ] составит ~3 м2.
Другим вариантом утилизации сбрасываемого
тепла в ТХМ является его использование в
термических опреснительных установках (ТОУ).
Эти установки применяют для получения
высококачественного дистиллята, необходимого во
многих производствах, а также для
концентрирования промышленных стоков с целью их
дальнейшей очистки. Такая утилизация позволяет
использовать горячий воздух после ТХМ для
непосредственного нагрева соленой воды в
контактном теплообменнике «газ — жидкость». При
этом нагретая вода испаряется в каскадах
адиабатной установки мгновенного испарения (УМИ)
[6].
Исследовали следующие показатели
эффективности холодильных установок с ТХМ и
дистилляционной приставкой, работающих по
вакуумному циклу и циклу при избыточном
давлении: производительность по дистилляту,
энергозатраты, поверхность теплообмена, снижение
стоимости холода за счет дополнительной
выработки дистиллята. При этом учитывали
капитальные затраты на дистилляционную
приставку.
Принципиальная схема установки с ТХМ
представлена на рис. 2. Сжатый в компрессоре воздух
подогревает соленую воду в водоподогревателе
контактного либо поверхностного типа, а затем
выбрасывается в атмосферу. Нагретая вода
испаряется в первом каскаде УМИ. Тепло
конденсирующегося дистиллята регенерируется
потоком исходной соленой воды, испаряющимся во
втором каскаде и т. д. Дистиллят собирают и
направляют потребителю. Часть
концентрированного раствора рециркулирует в установке,
10
14

В сток Соленая
Вода
(параметры цикла приняты по результатам
технических испытаний машины ТХМ-300):
температура в последней ступени каскадов /К=28°С;
недогрев в каскадах Ц—/^1=4°С; стоимость
отпускаемого дистиллята Сд=0,3-т-0,8 руб/м3,
контактного водоподогревателя — 150 руб/м3,
поверхности нагрева — 50 руб/м2.
В результате расчетов определили: в первом
варианте можно получить ~9 кг дистиллята на
1000 ккал холода, во втором — до 30 кг на
1000 ккал. Поверхность теплообмена
конденсаторов не превышает 0,1 м2 на 1 м3/ч
получаемого дистиллята; диаметр контактного
водоподогревателя 780 мм, высота 850 мм; габаритные
размеры испарительных камер 0,4x0,4x1 м
Общий объем, занимаемый дистилляционной
приставкой, составляет ~0,12 м3/тыс. ккал.
Площадь не превышает 2,5 м2. Дополнительное
получение дистиллята в холодильных
установках с ТХМ-300 снижает стоимость холода в
первом и втором вариантах соответственно на 10
и 25%.
Для ТХМ, реализующих цикл при избыточном
давлении (см. рис. 1, б), расчеты проводили при
температурах воздуха: окружающего 20°С, на
входе в холодильную камеру —80°С;
температурном нацоре в регенераторе 3°С; внутренних
относительных к. п. д. турбомашин 0,82—0,85;
суммарных потерях давлений в воздушном
тракте 8%; температуре в последних ступенях УМИ
35°С; недогреве в каскадах 4—5°С. В таких
установках давление рв оказывает наиболее
существенное влияние на энергозатраты в
установке и производительность ее по дистилляту.
На рис. 3, а представлены зависимости
основных удельных показателей (на 1000 ккал холода)
от величины /?в. Из рис. 3, а следует, что
оптимальное (по минимуму энергозатрат на прсиз-
м
Рис. 2. Принципиальная схема ТХМ-300 с
дистилляционной приставкой:
К — компрессор; Т —турбина; ХК — холодильная камера;
KB — контактный водоподогреватель; Р — регенератор.
другая часть идет либо в сток, либо на
дальнейшую очистку, до выделения сухих веществ.
Производительность такой установки по
дистилляту определяется из выражения
W J% StcA!]Lzlll A)
i= 1 ri
где St — расход соленой воды, поступающей в i-ный
каскад, кг/ч;
t* —температура соленой воды в а входе в i-ый
каскад, °С;
ri — усредненное значение удельной теплоты
парообразования в i-ом каскаде, кДж/кг;
ср — теплоемкость соленой воды, кДж/(кг-К);
/к — температура кипения в последних ступенях
каскадов, °С;
к — число к аск адов.
Из соотношения A) следует, что
производительность установки по дистилляту существенно
зависит от температуры воды на вхоле в первый
каскад /у, которая практически равна
температуре подогрева воды в водоподогревателе. Для
контактного водоподогревателя последняя
ограничена предельной температурой (температурой
мокрого термометра), которая при утилизации
тепла ТХМ-300, как отмечалось выше, не
превышает 40°С. Поэтому рассматривали два
варианта установки: I — с контактным водоподо-
гревателем, II —с поверхностным. Во II
варианте температура подогрева воды
ограничивалась 80°С, так как при такой температуре
еще возможно организовать практически без-
накипный режим при несложной
предварительной химической обработке воды [7]. Расчеты
проводили при следующих исходных данных

водство холода) давление рв составляет~620 кПа.
При этом удельная мощность холодильной
установки N=1,77 кВт-ч/1000 ккал. (Это значение
N получено без учета механических потерь в
приводе компрессора, при повышенном к. п. д.
электродвигателя и при пониженных
гидравлических сопротивлениях в воздушном тракте).
Производительность установки по дистилляту
существенно увеличивается с ростом /?в. Так,
при изменении р от 250 до 600 кПа W
увеличивается от 12 до 27 кг на 1000 ккал. Удельный
расход воздуха при оптимальном давлении GB*&
45 кг/1000 ккал.
Зависимости величины снижения стоимости
холода АС от давления рв представлены на рис. 3,
б. При давлении рв, равном 600—700 кПа,
практически совпадающим с оптимальным по энер-
32
30
28
26
22
^/,83 [ Щ20
/25 \
115
¦^
35
1,81
^16
/О
8
6
\\ у
\ У
\/\
\
*
\
/
\ J
/
\ /
у
/\
^
W=/(P6)
<
\ 1
е^~-9о
-X
*"^^4
. 1
51
/
_/
;w
300
400
500
600- РВуКПС:
Рис 3. Зависимости некоторых показателей ТХМ с ди-
стилляционной приставкой от давления за компрессором:
а — зависимости основных удельных показателей (на 1000 ккал
холода) от величины р ; / — с поверхностным теплообменником;
2 — с контактным водоподогревателем;
б —зависимости снижения стоимости холода ЛС от давления р_;
* — с поверхностным теплообменником; 2 — с контактным во-
Допод огрев ателем.
гозатратам на выработку холода, снижение
стоимости холода максимально и составляет 0,35—
1,7 коп/1000 ккал, или 5—20%. Для варианта с
поверхностным воздушно-водяным
теплообменником при максимальной температуре
подогрева воды 105°С (пунктирные кривые на рис. 3,
а, б) производительность установки по
дистилляту может быть увеличена на 25% и снижение
стоимости холода доведено до 0,5—2,1 коп/1000
ккал. Однако столь высокая температура
подогрева увеличивает затраты на
предварительную химическую подготовку воды для
обеспечения безнакипного режима в поверхностном
теплообменнике. Такой вариант для
концентрирования стоков не пригоден и может быть
использован только для получения дистиллята из слабо
минерализованных вод (исходное солесодержа-
ние меньше 10 г/л).
Таким образом, утилизация сбрасываемого
тепла в водяном экономайзере для горячего
водоснабжения, отопления и получения
дистиллята — один из вариантов повышения
эффективности турбовоздушных холодильных машин.
При этом возможно получение воды с
температурой 80—105°С в количестве 35—65 кг на
каждые 1000 ккал холода, что позволит отопить
помещение объемом 60—180 м3. Использование
контактных теплообменников значительно
упрощает и удешевляет конструкцию установки,
однако при этом температура подогрева воды
существенно ограничена.
Утилизация сбрасываемого, тепла ТХМ в ди-
стилляционной части установки позволит
получить до 30 кг дистиллята на 1000 ккал холода,
что приведет к снижению стоимости
производимого холода на 25%.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Мартыновский В. С, Дубинский М. Г.
Воздушные турбохолодильные машины с
дополнительным охлаждением в регенераторе. — «Холодильная
техника», 1964, № 6, с. 16—17.
2. Мартыновский В. С, Шнайд И. М.,
М ы т и л ь А. К- Оптимизация циклов воздушной
холодильной машины. —«Известия вузов», «Энергетика»
1969, № 7, с 52—56.
3. Энергетическая эффективность
регенеративных воздушных машин, работающих по разомкнутой
схеме. «Холодильная техника и технология», Киев,
Техшка, 1970, № 10, с 3—8. Авт.:В. С. Мартыновский,
И. М. Шнайд, Л. Ф. Бондаренко, Е. В. Семенюк,
А. К- Мытиль, Э. А. Дудко.
4. Справочник по теплоснабжению и вентиляции.
Отопление и вентиляция. Киев, Буд1вельник, 1968,
с. 357. Авт.: Р. В. Щекин, С М. Кореневский, Г. Е. Бем,
М. А. Артюшенко, Ф. И. Скороходько.
5. Результаты промышленных испытаний
утилизации тепла ГТУ. — «Газовая промышленность», 1971,
№ 3, с 40—42. Авт.: Н. В. Зозуля, А. А. Хавин,
М. С. Тригуб, А. Е. Трахтенберг, А. И. Стенчиков,
3. А. Винокурова.
12

6. Т а у б м а н Е. И., Бильдер 3. П.
Использование уходящих газов котлов для опреснения и очистки
сточных вод.—«Электрические станции», 1974, № 1,
с. 69—70.
7. Испытания способа подкисления для борьбы
с щелочной накипью. — «Теплоэнергетика», 1970, № 3,
с. 76—79. Авт.: И. И. Миркис, Г. Г. Жабин, Т. А. Абба-
сов, И. Я- Скибинский, И. П. Михайлов, А. Абдулла-
заде.
УДК 621.565.56
Особенности автоматизации рефрижераторной установки
на судах типа «Амурский залив»
Канд. техн. наук Е. С. МАНЬКОВ
Севастопольский .приборостроительный институт
Т. Ф. ТИМЧЕНКО
Ю пр ы бхо л о д ф л от
Суда типа «Амурский залив» оборудованы
четырьмя охлаждаемыми трюмами общим объемом
14 тыс. м2. Каждый трюм имеет два
термоизолированных отсека с самостоятельными
воздухоохладителями. [1].
Рефрижераторная установка, использующая в
качестве хладагента фреон-22, состоит из
четырех охлаждающих систем, по одной для каждого
трюма. Каждая система состоит из винтового
компрессора типа S54-2E фирмы «Сталь», двух
охлаждаемых отсеков, двух воздухоохладителей
и регулятора типа РТ-7416 фирмы «Филипс».
Установка позволяет охлаждать груз до —30°С
и рассчитана на работу при температуре
окружающего воздуха до 45°С и забортной воды 30°С
при безвахтенном обслуживании в течение 16 ч.
Заданная температура в трюмах
поддерживается с помощью регулятора, который выбирает
режимы работы рефрижераторной установки,
управляет производительностью компрессора,
включает и отключает воздухоохладители
отсеков, измеряет температуру в отсеках и
сигнализирует о ее повышении или понижении.
Эксплуатация системы требует от
обслуживающего персонала не только точного выполнения
инструкции, но и понимания принципа действия
всей установки, отдельных ее элементов и
процессов, происходящих в них.
В данной статье описывается принцип
действия и некоторые особенности электронного
регулятора РТ-7416 фирмы «Филипс», которым
укомплектована рефрижераторная установка.
Функциональная схема регулятора (рис. 1)
состоит из следующих узлов: ДТи ДТ2 —
первичные преобразователи температуры; ЗТи
ЗТг — потенциометрические задатчики
температуры; БКТи БКТ2 — блоки контроля
температуры;* ?3i, Б32 — блоки задержки
времени; БТС — блок тревожной сигнализации;
УЛС — управляющая логическая схема; Г —
генератор развертки; БУПК — блок
управления производительностью компрессора; КНи
КН2 — электромагнитные клапаны нагнетания
хладагента; КВи КВ2 — электромагнитные
клапаны всасывания хладагента; КПи КП2 —
электромагнитные клапаны изменения
производительности компр ессор а.
В зависимости от разности действительных и
заданных температур в холодильных отсеках
регулятор обеспечивает следующие режимы
работы охлаждающей системы.
В начальном режиме система
работает, если температура и в первом и во втором
отсеках трюма превышает заданную. В этом
случае первый и второй отсеки трюма охлаждаются
одновременно. Производительность компрессора
максимальна.
Рис. 1. Функциональная схема регулятора РТ-7416.
13

В промежуточном режиме
система работает, если температура в первом или
во втором отсеках (или в обоих) вошла в зону
заданных. Компрессор подключается поочередно
к воздухоохладителям первого и второго отсеков
на время, зависящее от разностей заданных и
действительных температур в этих отсеках.
Производительность компрессора снижается по
сравнению с начальным режимом.
В установившемся режиме в
отсеках поддерживаются заданные температуры.
Компрессор подключается к
воздухоохладителям поочередно на короткие промежутки
времени. Производительность компрессора близка
к минимальной.
Системы работают следующим образом.
На модулятор М блока контроля температур
(рис. 2) поступает усиленный сигнал Хд от
преобразователя температуры и пилообразное
напряжение Хп от генератора развертки.
В модуляторе осуществляется развертывающее
время — импульсное преобразование сигнала Хд
Выходной сигнал модулятора Хм сравнивается в
устройстве сравнения УСХ с сигналом от задат-
чика Ха. Если действительная температура в
отсеке превышает заданную, на выходе УСХ
появляется логическая «1» (ОВ), в противном
случае — логический «О» (—12 В).
С выхода yCi сигнал поступает на вход
логического элемента Лг (схема «И»), на второй
вход которого подается управляющий сигнал /v
На выходе Лх вырабатывается сигнал F ь
являющийся выходным сигналом БКТ.
При единичном значении сигнала Ft
открывается электромагнитный клапан всасывания
КБ и через некоторое время, обеспечиваемое
блоком задержки времени БЗ, электромагнитный
клапан нагнетания КН. Эти. клапаны
подключают воздухоохладитель отсека к компрессору.
Рис. 2. Блок контроля температуры.
14
При нулевом значении сигнала F4 оба клапана
закрываются и воздухоохладитель отключается
от компрессора.
Блок БКТ имеет канал сравнения,
предназначенный для получения информации о выходе
действительной температуры в отсеке из зоны
заданных значений. В дифференциальном
усилителе ДУ осуществляется сравнение усиленного
сигнала от преобразователя с сигналом от за-
датчика.
Разностный сигнал АХ сравнивается в
устройствах сравнения УС2 и УС3 соответственно с
верхним и нижним значениями зоны заданных
температур. Уровень выходного сигнала УС%Ч
и УС3 соответствует логическому «О», если раз- g
ность заданной и действительной температура
меньше уставки, ограничивающей зону задан- ,
ных температур сверху или снизу. Если это уело- Ы
вие не выполняется, уровень выходного сигнала
соответствует «1».
Сигналы с УС2 и УС3 подаются через
логический элемент «77 2 (схема «ИЛИ») на блок
тревожной сигнализации. Если один из этих
сигналов единичный, на передней панели
регулятора загорается мигающим светом красная или
синяя лампа, сигнализирующая о повышении
или понижении температуры в отсеке, и
включается звуковая сигнализация. Звуковая
сигнализация может быть отключена вахтенным
механиком, при этом мигание лампы
прекращается и она горит постоянным светом до
исчезновения сигнала Хс.
Время, на которое воздухоохладители отсеков
должны подключаться к компрессору,
определяется управляющей логической схемой.
Ритм работы УЛС задается генератором
развертки. Кроме сигнала от генератора развертки
/п, на входы УЛС поступают сигналы о
повышении температуры в отсеках и сигналы об
отключении воздухоохладителей отсеков. Каждый из
этих сигналов — Хс, Хс2, Х01, Х0.2 — может
принимать значение либо логической «1», либо
логического «О».
В зависимости от набора значений входных
сигналов УЛС выходные сигналы этого
блока /i и /2 определяют выбор соответствующего
режима работы охладительной системы.
Выходной сигнал управляющей схемы /3,
принимая единичное значение, производит
внеочередной запуск генератора развертки,
необходимый для обеспечения основного режима.
При этом генератор запускается через
промежутки времени, равные 15% времени развертки.
Если сигнал /2 принимает значение логического
«О», то генератор запускается автоматически,
примерно через каждые 2,5 мин.
На выходе УЛС вырабатывается также сиг-

нал /3, который за 12с изменяет
производительность компрессора. Производительность
компрессора регулируется в пределах от 10 до 100%
блоком БУПК по отклонению средней
разностной температуры в отсеках от заданной:
к, (^зг — ^дг) + (^32 — *дх)
ДГср = ^ f
где
^31 > ^зг — заданные температуры в первом и во втором
отсеках; ®ш»
*Д1» ^дг — действительные температуры в отсеках.
Зона разностных температур определяется
специальными задатчиками. Для сравнения
точности совпадения необходимой и установленной
холодильной производительности служит
потенциометр обратной связи, подвижный контакт
которого соединен со штоком золотника,
регулирующего производительность компрессора.
Сигнал F3 об изменении производительности,
вырабатываемый блоком БУПК, поступает на
электромагнитные клапаны, управляющие
золотником компрессора.
Конструктивно электронная часть регулятора
реализована на транзисторах, интегральных
схемах и навесных радиоэлементах методом пе-
УДК 62-52:621.574
Е. И. АНДРАЧНИКОВ, Л. Г. КАПЛАН,
Ю. Б. ПРЖЕТИШЕВСКИЙ
Московский специализированный комбинат
холодилыного оборудования
На предприятиях торговли и общественного
питания только в г. Москве насчитывается около
8000 единиц холодильных машин ИФ-49М и
АКФВ-4М, обслуживающих среднетемператур-
ные стационарные камеры. При их эксплуатации
требуется проводить периодическое оттаивание
инея с испарителей.
Необходимость и экономическая эффективность
от внедрения автоматического оттаивания была
доказана многими исследованиями. Наиболее
близкими к условиям эксплуатации торгового
холодильного оборудования являются
исследования влияния толщины слоя инея,
покрывающего поверхность испарителей,'^ на коэффициент
теплопередачи k, проведенные Т. С. Гачиловым.
При появлении на испарителях слоя инея
толщиной 2,5 мм коэффициент 'теплопередачи сни-
чатного монтажа. Каждый функциональный узел
расположен на отдельной плате и может быть
легко заменен. Все платы размещены в общем
корпусе, на передней панели которого находятся
органы сигнализации, контроля и управления.
Применение в регуляторе активного
развертывающего преобразования [2 ] позволяет упростить
решение проблемы устойчивости и точности,
обеспечить односторонность процессов
уравновешивания. Такие системы при малых входных
мощностях способны управлять большими
мощностями на выходе.
Таким образом, степень автоматизации
рефрижераторной установки на судах типа «Амурский
залив» отвечает современным требованиям,,
предъявляемым к устройствам подобного типа
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ка н А. В., Щ о н о в А.Г. Особенности
холодильной установки с винтовыми компрессорами на судах
типа «Амурский залив». — «Холодильная техника»,
1972, М> 9, с. 17—19.
2. Темников Ф. Е., Славинский В. Л.
Математические развертывающие системы. М., «Энергия»,
1970.
жается на 29%. Это, в свою очередь, приводит к
увеличению коэффициента рабочего времени
холодильной машины, расхода воды и
электроэнергии,
Характер роста эксплуатационных затрат при
работе холодильной машины без
автоматического оттаивания в зависимости от увеличения
толщины слоя инея на поверхности испарительных
батарей в среднетемпературных стационарных
камерах был определен Московским
специализированным комбинатом холодильного
оборудования (МСКХО) при испытаниях холодильной
машины с агрегатом АКФВ-4М в
эксплуатационных условиях. Площадь охлаждаемой камеры,
обслуживаемой агрегатом, составляет примерно
15 м2, проектная температура в камере —Зч-
-.—1°С. Во время испытаний камеру
использовали для хранения свежемороженых продуктов
(мясо, куры).
Холодильная машина работала в условиях
малых тепловых нагрузок, поскольку в период
испытаний температура загружаемых продуктов
Автоматизация оттаивания инея с испарителей
холодильных машин ИФ-49М и АКФВ-4М
15

была —3-.—1°С и ниже. Кроме того, влаговы-
деления свежемороженых продуктов,
температура которых была ниже проектной температуры
воздуха в камере, фактически отсутствовали.
В данном случае иней образовывался не
только на поверхности испарителей, но и на
поверхности замороженных продуктов, что снизило
скорость его нарастания на поверхности
испарителей.
Испытания проводили при постоянной
температуре воздуха в охлаждаемой камере
(—34—ГС). Чтобы получить более точные
результаты, машину переключили на
автоматическую работу от термореле ТРД-3. Реле
давления отключили.
С нарастанием инея на испарителях снижалось
давление всасывания и увеличивалось время
работы холодильной машины для поддержания
температуры в камере от —3 до —ГС.
На рис. 1 показано изменение давления
всасывания при толщине слоя инея на испарителе
~1 и ~5 мм.
Результаты испытаний даны в табл. 1. Как
видно из табл. 1, толщина инея на поверхности
испарителей увеличивается за сутки в среднем
на 1 мм, за пять суток—до предельно
допустимой величины 5—6 мм.
Полученная скорость роста инея в 3 раза
ниже, чем в опытах Т. С. Гачилова (по его данным,
иней толщиной 2,5 мм при том же температурном
напоре 6=18°С и относительной влажности
Ф=80% образуется на испарителях за 18 ч.
1,8
1,7
7,6
1,5
1,3
7,2
U
n 7,0
%°А
4/1,7
0,6\
0,5\
Щ
о/
0,г\
o,i\
О I 2 3 4 5 6 ? д 9 10 It IZ IS tt 75 76 17Г,мш
Рис 1. Изменение давления всасывания рвс в рабочей
части цикла:
1 —при толщине инея на испарителе 1 мм (рср вс= 0,61 кгс/см2;
2 —при толщине инея 5 мм (Рср.вс = 0,46 кгс/см2).
11
/
V
V.
х-
,*
^>
7,5м
А
ин
hl2 ^18мин
г~ГГ
1
г*Т~\
ПЛ
:
Время измерений
В начале
испытаний
Через 1 сутки
Через 2 суток
Через 3 суток
Через 4 суток
Через 5 суток
Толщина
слоя инея
на
испарителях, мм
0
0—1,0
0,5—1,5
1,0—4,0
4,0—5,0
5,0—6,0
Таблица 1
Значение давления
всасывания за
рабочую часть цикла,
кгс/см2
нее
5
о.
и
0,58-г
0,62
0,61
0,51
0,53
0,46
0,43
нее
N
я
S
0,44
0,40
0,32
0,35
0,20
0,10
отк-
ении
ины
коЭ
си2 «
с t? §
0,5
0,58
0,32
0,35
0,36
0,26
4- °
5s
На>
*& (О
О) О
*ний ко
рабочег
сутки
<У Н -
Р. Я Я
U <ua
0,25
0,25
0,28
0,38
0,41
0,45
тки
&>
йн
Spq
ОД ЭЛ
гии, к
94 О,
л я
D* m
13,00
14,00
18,66
19,43
21,40
С увеличением толщины слоя инея от 0 до
5—6 мм среднее рабочее давление кипения
фреона-12 за рабочую часть цикла уменьшается от
0,61 до 0,43 кгс/см2. Соответственно
потребляемая мощность снижается от 2,16 до 1,96 кВт.
Однако в результате резкого снижения
коэффициента теплопередачи испарителей и
уменьшения холодопроизводительности машины
АКФВ-4М коэффициент рабочего времени
увеличивается за указанный период в 1,8 раза,
суточный расход электроэнергии возрастает от 13
(расход электроэнергии при работе машины с
испарителями, покрытыми инеем толщиной
~1 мм,—до 21,43 кВт-ч).
Проверка работы холодильной машины ИФ-
49М без автоматического оттаивания,
обслуживающей камеру с плюсовым значением
температур, показала, что при толщине слоя инея,
превышающей 6 мм, и более высоких тепловых
нагрузках на испарители коэффициент рабочего
времени машины близок или составляет единицу
при соответствующей настройке реле давления,
при которой поддерживалась проектная
температура воздуха в камере. С испарителями, не
покрытыми инеем, холодильная машина работала
при тех же условиях с коэффициентом рабочего
времени около 0,4.
Повышение эксплуатационных затрат
холодильных машин при нарастании инея
подтвердило необходимость автоматического оттаивания.
Московский специализированный комбинат
холодильного оборудования треста «Росторгмон-
таж» с участием ВНИИхолодмаша разработал
и реализовал на ряде действующих предприятий
торговли систему автоматического оттаивания
инея с испарителей стационарных камер,
обслуживаемых холодильными машинами ИФ-49М
и АКФВ-4М (рис. 2).
it

В схему машины дополнительно введен
трубопровод (Dy 15 мм) для подачи нагретых паров
в испарительные батареи от нагнетательного
вентиля компрессора до входных штуцеров
испарителей, минуя терморегулирующие вентили. На
трубопроводе подачи нагретых паров фреона
установлен арматурный щит с соленоидным
вентилем и ручным запорным вентилем.
Трубопровод присоединяется к нагнетательной
стороне компрессора с помощью проставки, ко-
Рис 2. Схема холодильных машин ИФ-49М и АКФВ-4М
с автоматической системой оттаивания (при использовании
нагретых паров фреона):
1 — холодильный агрегат; 2 — испарительные батареи; 3 —
проставка с трубопроводом; 4 — арматурный щит с
соленоидным и запорным вентилями; 5 — трубопровод подачи нагретых
паров.
торая устанавливается между корпусом
компрессора и корпусом нагнетательного вентиля.
После ручного вентиля трубопровод (Dy
15 мм) соединяется с тройником того же
диаметра, от которого трубопроводы разводятся до
входных штуцеров испарительных батарей. На
входе в испаритель соединение выполняется
патрубком длиной ~100 мм (Dy 8 мм). Для
равномерной подачи нагретых паров тройник при
монтаже размещают на одинаковом расстоянии
от входных штуцеров испарительных батарей.
Электрическая схема автоматического
оттаивания (рис. 3) предусматривает единый
электрощит управления четырьмя холодильными
машинами ИФ-49М (АКФВ-4М).
Общий вид электрощита показан на рис. 4.
В электрическую схему щита управления вхо-
в g
ГТ
TfY
HtOi
пт !
ш
1л.
ш
AZ
ПМ2Л
?
С8д?7
Оп
С8<р2\
CB3I
№*Кд VAP2 ^'Ц-^Т]
Рис. 3. Электрическая схема автоматизации оттаивания:
Д1 — Д4 — электродвигатели холодильных машин; А1 — Л5-автоматические выключатели; ПАИ — ПМ4 — магнитные пу
скатели; РД1 — РД4 — реле давления; СВВ1 — СВВ2 — соленоидные вентили на трубопроводе подачи воды в конденсатор;
РВ — программное реле времени; Р1 — Р2 — промежуточные реле; СВф1 — СВф4 — соленоидные вентили системы
оттаивания; Л1 — ЛЗ — сигнальные лампы; К1 — К12 — клеммник.
2 Холодильная техника № 10
17

Рис. 4. Электрощит автоматизации оттаивания-
дит программное реле времени 2РВМ,
автоматический выключатель АП50-ЗМТ A,6 А),
промежуточное реле ПЭ-21 на 220 В B шт.),
сигнальные лампы типа РНЦ-10-220 в арматуре АС-220
C шт.) и клеммник КМ-1-25 на 12 клемм.
Каждая машина снабжена штатным
электрощитом с магнитным пускателем и
автоматическим выключателем.
Реле времени имеет две программы. Каждая
программа используется для подключения двух
холодильных машин. Процесс оттаивания,
протекающий по любой из программ,
сигнализируется включением соответствующей сигнальной
лампы. Третья лампа фиксирует наличие
напряжения на электрощите управления.
Программа оттаивания (число и
продолжительность циклов оттаивания в течение суток) должна
ограничить образование инея на поверхности
испарителей до толщины 1 мм. Это
обеспечивается двухразовым оттаиванием
продолжительностью 30—90 мин.
Программное реле времени дает команду через
промежуточное реле на включение соленоидного
вентиля СВМ-12Г. При открытом положении
вентиля СВМ-12Г сжатые компрессором пары
фреона-12 поступают через соленоидный и
ручной вентили в испарительные батареи,
прогревают их и охлажденные отсасываются
компрессором. Одновременно с включением оттаивания
соленоидный вентиль на входе воды в
конденсатор через промежуточное реле закрывается.
Если холодильная машина имеет
водорегулирующий вентиль на подаче воды в конденсатор,
то в момент включения оттаивания за счет
снижения давления нагнетания в среднем на 2—
3 кгс/см2 обеспечивается перекрытие подачи воды
и конденсатор во время оттаивания исключается
из теплообменного процесса.
Снижение давления нагнетания связано с тем,
что гидравлическое сопротивление
трубопроводов системы оттаивания ниже, чем системы
охлаждения (исключается сопротивление в
терморегул ир ующем вентиле).
Давление всасывания при оттаивании
повышается до 1,40—2,8 кгс/см2, соответственно
увеличивается количество циркулирующего
фреона-12 и в среднем составляет 200—250 кг/ч (при
работе машины в режиме охлаждения
циркулирует 50—70 кг/ч фреона-12).
Талая вода во время оттаивания стекает" в
поддоны испарителей, а из них — в емкости, из
которых периодически удаляется
обслуживающим персоналом.
По истечении заданного времени оттаивания
реле времени дает команду на закрытие
соленоидного вентиля подачи нагретых паров и
открытие соленоидного вентиля подачи воды в
конденсатор.
После прекращения оттаивания выход
холодильной машины на режим продолжается до
30 мин.
Систему автоматического оттаивания
испытывали в эксплуатационных условиях в составе
холодильной машины ИФ-49М, обслуживающей
камеру для хранения свежемороженых рыбных
продуктов. Площадь камеры 5,6 м2,
температура воздуха в ней при работе холодильной машины
на режиме охлаждения —З-i—ГС.
При испытаниях измеряли температуру и
давление в точках системы машины:
температуру — с помощью электронного автоматического
самопишущего шеститочечного потенциометра
КСП-4 (класс точности 0,25) с использованием
термопар типа ХК, давление — образцовыми
манометрами (класс точности 0,4).
На действующих объектах удаленность
холодильных агрегатов ИФ-49М и АКФВ-4М от
испарительных батарей различна и составляет
4—16 м по длине всасывающего трубопровода [ 1 ].
Поэтому систему оттаивания испытывали в
условиях различных гидравлических
сопротивлений системы машины.
Гидравлические сопротивления,
характеризуемые разностью между давлением нагнетания и
давлением всасывания рн—рв, изменялись от 1 до
4,2 кгс/см2 с помощью ручного запорного вентиля
на трубопроводе подачи нагретых паров.
Для сравнения режимов оттаивания, при
которых проводились испытания, использован
параметр — степень сжатия паров хладагента
в компрессоре 8 = -^- (отношение абсолютных
Рв
давлений нагнетания и всасывания). Степень
сжатия связывает основные параметры процесса
оттаивания: давление нагнетания и всасывания,
соответственно гидравлические сопротивления в
трубопроводах, количество и температурный
уровень циркулирующего фреона-12.
18

Температурный уровень циркулирующего
фреона-12 определяли при следующих режимах:
степень сжатия еср=1,3 (/?н=3,7-^3,8 кгс/см2,
/?в=2,6(Н-2,65 кгс/см2 — средние значения за
цикл оттаивания); еср=1,7 (рн=4,2 кгс/см2,
/?в=2,2 кгс/см2); еср=2,1 (/у=4,7 кго/см2; рв=
= 1,75 кгс/см2); еср=2,7 (рн=5,7 кгс/см2, рв=
=1,46 кгс/см2). Последний режим был создан
искусственно для получения зависимости
температур циркулирующего фреона-12 от величины
е в более широком диапазоне.
Для анализа режимов оттаивания, характера
изменения температур и давлений фреона-12 в
системе машины продолжительность цикла
оттаивания была завышенной и составляла 80—
100 мин.
В начальный момент оттаивания (в основном
при низких значениях степени сжатия) в течение
первой минуты резко повышаются температуры
фреона ti и t2 (рис. 5) в трубопроводе подачи
нагретых паров на участке от компрессора до
входного штуцера испарителя, а в течение
второй— третьей минут температуры /А и t2
снижаются с последующим ростом по возрастающей
кривой. Например, при вср=1,3 в течение
первой минуты температура tt повысилась до 29°С,
t2— до 17°С, в течение второй минуты tf4
снизилась до 13°С, t2~ до 10°С.
Оттаивание протекает при меньших значениях
давления нагнетания /?н.0т по сравнению с
давлением нагнетания при работе машины на
охлаждение ря.хоЛ- Резкое снижение давления
нагнетания при переключении холодильной
машины на оттаивание приводит к вскипанию
фреона-12 в конденсаторе, и пары фреона-12
выбрасываются из конденсатора в
испарительные батареи по нагнетательному трубопроводу
компрессора.
Рис. 5. Схема холодильной машины с автоматической
системой оттаивания:
И — испаритель; ТО — теплообменник; КМ -- компрессор;
КД — конденсатор.
Количество уносимого фреона-12 из
конденсатора определяется разностью давлений /?нхОЛ—
Рн.от- Чем выше разность давлений, тем большее
количество фреона-12 в начальный момент
оттаивания поступает из конденсатора в
испарительные батареи.
По истечении 80 мин оттаивания температуры
ti и t2 возрастают соответственно до 20 и 17,5°С
при 8ср=1,3 и до 41 и 18°С при 8ср=2,7.
Рост температуры фреона-12 на выходе из
испарителя t3 при оттаивании показан на рис. 6,
а и б.
Чтобы сравнитьТ эффективность оттаивания
при различных значениях еср, следует
рассмотреть средние величины температур фреона-12
за период оттаивания ^зср. Например, за
период оттаивания т=80 мин при еср=2,1 /зср=
=4,6°С, при 8ср=1,3 ^зср=4,6°С достигается за
20 мин, т. е. продолжительность оттаивания при
8ср=1,3 сокращается в 4 раза по сравнению с
оттаиванием при 8ср=2,1. Наибольший эффект
оттаивания достигается за счет большего
весового количества циркулирующего фреона-12,
т. е. при меньших значениях 8.
Процесс оттаивания может идти достаточно
эффективно при отсутствии перепуска фреона
через терморегулирующий вентиль ТРВ-2М.
Анализ режима работы^холодильных машин
АКФВ-4М и ИФ-49М в процессе оттаивания
показывает, что при настройке терморегулирую-
щего вентиля ТРВ-2М на перегрев начала
открытия 6°С соотношение давлений в термосистеме
прибора и в испарителе с учетом усилия
пружины обеспечивает закрытое состояние клапана.
Это видно из табл. 2.
Согласно зависимости коэффициента
теплопередачи k испарительных батарей от перегрева
8, рекомендованной Т. С. Гачиловым, настрой-
Таблица 2
Время измерений
|в цикле
оттаивания, мин
Начало
оттаивания
10
20
30
40
50
60
70
80 (конец
оттаивания)
Давление
на входе
в
испаритель р2,
кгс/см2
2,23
2,88
3,01
3,02
3,05
3,13
3,16
3,21
3,26

Температура на
выходе из

испарителя у
термобаллона
ТРВ t3, °С
— 1
4
7
9
9
9
10
10
10
Давление
в
термосистеме
ТРВ,
РТС, °С
2,00
2,60
2,93
3,17
3,17
3,17
3,30
3,30
3,30
Др = р2 —
РТс,
кгс/см2
0,23
0,28
0,08
—0,15
—0,12
—0,04
—0,14
—0,09
—0,04
2*
19

tj/ff
9
8
7
6
5
//
/*
3 ^
..^"\
~~]>
20
bO 60 00 €,MUtt
a
Рис 6. Изменение температуры фреона-12 на выходе из
испарителей t3 во время оттаивания:
а — включение оттаивания после стоянки машины; / —
оттаивание при степени сжатия паров в компрессоре 8ср — 1,3 (ри-
= 3,8 кгс/см2, ' ** " ~ * '
при е
сР
= 2,1 (рн=
- при еср= 2,7 (рн=
Рв= 2,65 кгс/см2; 2 \
= 4,7 кгс/см2, р = 1,74 кгс/см2)
= 5,7 кгс/см2, рв — 1,46 кгс/см2).
б — включение оттаивания в момент работы холодильной
машины на «холод»; / — оттаивание при степени сжатия паров в
компрессоре еср = 1,3 (Рн = 3,7 кгс/см2, pfi = 2,6 кгс/см2);
2 — при е = 1,7 (Рн = 4,2 кгс/см2, р^ = 2,2 кгс/см2).
9
±0
-J
-6
/"
/
/
/
г /
i У
20
40 60
5
80 ?,MWf
ка терморегулирующего вентиля на перегрев
пара #=8°С по сравнению с оптимальным
значением Ф=5°С не оказывает существенного
влияния на величину k. Так, по формуле Т. С. Га-
чилова k=k0 — 0,06 ft (k0 — коэффициент
теплопередачи при условном перегреве, равном
0°С).
Для испарительной батареи ИРСН-12,5 при
?0=3,8 ккал/(ч.м2.°С) [2] и #=5°С ?=3,8—
—0,06X5=3,5 ккал/(ч-м2-°С). При настройке
ТРВ-2М на перегрев д=8сС &=3,8—0,06Х
Х8=3,32 ккал/(ч-м2-°С).
Из приведенного примера видно, что
увеличение перегрева от 5 до 8°С снижает коэффициент
теплопередачи от 3,5 до 3,32 ккал/(ч-м2-°С), т. е.
всего на 5%. Снижение коэффициента k на 5%
при увеличении перегрева от 5 до 8°С
значительно меньше, чем при нарастании инея на
поверхности испарителей (без автоматизации
оттаивания), например, до толщины 2,5 мм B9%).
При режиме оттаивания
паров фреона-12 /в—tB.H(tB
еср=1,3 перегрев
¦ температура,
измеренная термопарой, /в.н—температура
насыщения по давлению рв) во всасывающем
трубопроводе у компрессора имеет положительное
значение: в первую минуту процесса перегрев
составляет 2°С, в последующий период — 4—
6,3°С.
При перегреве менее 1,5°С за счет
механического уноса из испарителей взвешенных частиц
жидкого фреона-12 сухость пара во всасывающем
трубопроводе составляет х<\ [3].
Оттаивание протекает при состоянии
всасываемых паров с сухостью х=1, т. е.
обеспечивается «сухой» ход компрессора.
С ростом значения степени сжатия перегрев
всасываемых паров увеличивается. При гср=2,1
перегрев составляет 6—11°С и при еср=2,7
равен 16°С.
Ниже приведены значения степени сжатия и
перегрева паров фреона-12, измеренные по
истечении одного часа оттаивания:
Степень сжатия паров
при оттаивании 1,30 1,37 1,82 1,90
Перегрев фреона на
всасывании, °С 5,5 10,0 16,5 17,5
Результаты испытаний показывают, что в
применении на всасывающем трубопроводе у
компрессора отделителей жидкости или
электронагревателей для обеспечения «сухого» хода
компрессора нет необходимости. Более того, с
помощью ручного вентиля на арматурном щите
можно регулировать и создавать повышенный
перегрев паров фреона-12 во всасывающем
трубопроводе у компрессора.
Графики на рис. 7 построены по измеренным
температурам в характерных точках системы
холодильной машины, показанных на рис. 5.
20

ih i i i i i i . i. . ..- t _-! I
a
Рис. 7. Изменение температуры фреона-12 по длине
трубопровода циркуляционного контура системы
оттаивания в момент времени от начала оттаивания т = 30 мин
(а) и т = 80 мин (б):
1,2— температура фреона-12 во время оттаивания при степени
сжатия 8 = 2,1 и е = 1,3; Lx — длина трубопровода от
нагнетательного вентиля компрессора до места ввода в охлаждаемую
камеру; L2 — длина трубопровода в охлаждаемой камере до
входного штуцера испарителя; L3 — длина шланга
испарителей; L4 — длина всасывающего трубопровода.
Температуру нагнетания у компрессора
определяли по lg p, /-диаграмме, по величинам /?в,
^в> и Рн- Как видно из рис. 7, большое падение
температуры паров фреона-12 происходит на
участке трубопровода от места ввода в камеру до
входного штуцера испарителя (L2=3,5m). Эти
потери связаны со сравнительно высоким
температурным напором Э между циркулирующим
фреоном и воздухом в камере. С ростом степени
сжатия (уменьшение весового количества
циркулирующего фреона) тепловые потери на участке
Lo увеличиваются. Температура фреона-12 при
еср=1,3 на участке L2 снижается на 3—4°С
(ёср=10°С), при еср=2,1 на 8°С (9ср=25°С),
а при 8ср = 2,7 (на графике не показано) —
на 22°С (9ер=22°С).
Теплоизоляция на трубопроводе L2 позволяет
повысить температуру фреона-12 на входе в
испаритель и, следовательно, снизить
продолжительность оттаивания.
Изменение температуры фреона-12 на участке
L3 (по длине шланга испарителей) можно
рассматривать с точки зрения эффективности
процесса оттаивания в зависимости от степени
сжатия паров в компрессоре 8.
При меньших значениях 8 температура
фреона-12 по длине шланга испарителей снижается в
меньшей степени, но при этом возрастает
температура на выходе из испарителей t3 (температура,
которая характеризует интенсивность и
продолжительность окончания оттаивания).
По данным испытаний семи холодильных
машин ИФ-49Ми АКФВ-4М с автоматическим оттаи-
i и i i lit
4 8 12 15 20 2U 28 32 36 40 И 481,М
5
ванием инея с испарителей, температура воздуха
в камере по окончании оттаивания повышается
до 5—7°С сверх проектной, при этом температура
хранимых продуктов возрастает не более чем на
0,5°С.
В некоторых случаях (в большей части при
степени сжатия паров е>1,7) по окончании
оттаивания на ребрах испарителей на уровне одного —
двух нижних калачей (нижнего испарителя)
остаются капли талой воды, которые замерзают
при переключении холодильной машины на
режим охлаждения. Поверхности ребер при
окончании оттаивания чистые.
Продолжительность оттаивания в зависимости
от гидравлических сопротивлений коммуникаций
трубопроводов в среднем составляет 30—60 мин
(соответственно для 8=l,3-f-2,l).
Обобщение результатов испытаний позволяет
сделать следующие выводы.
— Система автоматического оттаивания
испарительных батарей холодильных машин ИФ-
49М и АКФВ-4М с помощью нагретых паров
фреона, сжатых компрессором, во всех режимах
обеспечивает удаление инея с испарителей в
среднетемпературных стационарных камерах.
— При всех реальных режимах работы
машины при оттаивании обеспечивается «сухой ход»
компрессора. При увеличении степени сжатия
перегрев паров фреона-12 на всасывающем
трубопроводе у компрессора увеличивается. В
применении на всасывающем трубопроводе
отделителя жидкости или электронагревателя нет
необходимости.
— Оптимальная настройка терморегулирую-
щего вентиля ТРВ-2М, при которой
обеспечивается его закрытое положение при оттаивании,
соответствует перегреву 8°С.
— Для холодильных машин, работающих при
21

оттаивании в условиях повышенных значений
степени сжатия (е>2,0), целесообразно
применение теплоизоляции трубопровода подачи
нагретых паров на участке от места ввода в
охлаждаемую камеру до входных штуцеров
испарителей.
— При сравнении работы холодильной
машины с автоматическим оттаиванием испарителей
и без автоматического оттаивания (при слое
инея толщиной 4—6 мм) установлено, что
коэффициент рабочего времени в условиях
поддержания проектной температуры в камере
снижается не менее чем в 1,7 раза с соответственным
уменьшением расхода воды и электроэнергии.
Кроме того, при автоматизации оттаивания
увеличивается межремонтный период холодильной
машины.
— Применение автоматического оттаивания
позволяет обеспечить стабильный температурный
режим в охлаждаемых камерах и использовать
камеры для бесперебойного хранения продуктов.
Исключаются трудоемкие операции по
перегрузке продуктов из камер, которые имеют место
при ручном оттаивании.
— Годовой экономический эффект от
внедрения системы автоматического оттаивания на
одной холодильной машине составляет более
900 руб. (в том числе за счет экономии 2500 м3
воды, около 6000 кВт-ч электроэнергии, увели-
Доктор техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
ВНИИторгмаш
Харьковским опытно-конструкторским бюро и
Харьковским, Рижским и Ярославским
заводами холодильных машин совместно с ВНИХИ
проведена работа по совершенствованию
воздушных конденсаторов малых холодильных
агрегатов. В лаборатории малых холодильных
машин ВНИХИ исследовано большое число
агрегатов холодопроизводительностью от 250
до 1500 Вт. Получены обширные данные о
воздушных конденсаторах этих агрегатов *.
Чертежи конденсаторов приведены в работах [1, 2].
Их секции собраны из U-образных трубок
(вилок) и прямоугольных ребер.
Трубы стальные (Ст. 10) бесшовные диаметром
* В работе принимали участие инженеры Е. П.
Романова и Л. В. Воронина (ВНИХИ).
чения срока службы компрессора и др.). При
реализации автоматического оттаивания на всех
действующих холодильных машинах ИФ-49,
АКФВ-4 и их модификациях в г. Москве (8000 ед.)
годовая экономия составит 7 млн. руб.
Учитывая значительную экономическую
эффективность автоматизации оттаивания инея с
испарителей в стационарных среднетемператур-
ных охлаждаемых камерах, обслуживаемых
машинами ИФ-49М и АКФВ-4М, целесообразно
внедрить автоматическое оттаивание на всех
действующих холодильных машинах данного
типа, а также оснастить системой
автоматического оттаивания холодильные машины
холодопроизводительностью от 3 до 9 тыс. ккал/ч,
выпускаемые заводами Минхиммаша для
торговых предприятий.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Т. 1. М., Госторгиздат, 1960, с. 329—332.
2. Ш а в р а В. М. Исследование фреоновых батарей
ИРСН-12,5 с латунными и стальными ребрами. Новые
исследования в области холодильной техники 1960—
1961 гг. М., ВНИХИ, 1962.
3. Ш а в р а В. М. Исследование и расчет фреонового
регенеративного теплообменника. — «Холодильная
техника», 1963, № 2, с. 18—24.
12X1- Шаг труб (вдоль и поперек потока) 26 мм.
Число труб в секции испытанных аппаратов от
8 до 14.
Ребра стальные, штампованные из ленты
толщиной 0,3 мм и шириной 24 мм. Их высота
обусловлена числом труб в секции. Шаг ребер
3,5 мм. Отметим, что в конденсаторах комнатных
кондиционеров часто устанавливают
алюминиевые ребра с шагом около 2 мм для повышения
их компактности и снижения удельной
металлоемкости. Однако опыт эксплуатации
холодильных агрегатов для торгового оборудования
показал, что при шаге ребер менее 3,5 мм быстро
загрязняются конденсаторы и ухудшается
теплопередача.
Калачи стальные (Ст. 10) из трубы 10X1 мм.
Секции конденсаторов оцинкованы горячим
способом. Это защищает аппараты от коррозии
и снижает их термическое сопротивление [3].
Вентиляторы К-95 широколопастные мало-
УДК 621.57.044
Исследование воздушных конденсаторов малой производительности
22

шумные [4]. Лопасти колеса вентилятора
штампуются из стали толщиной 1 мм или
дюралюминия толщиной 2 мм. Замена узколопастных
вентиляторов позволила значительно снизить
уровень шума герметичных агрегатов. Двигатель
вентилятора крепится к раме агрегата на
специальном кронштейне.
Диффузоры изготовлены из листовой стали.
Их длина больше, чем диффузоров вентиляторов
с узкими лопастями.
Число секций в испытанных конденсаторах от 1
до 5.
Наружная поверхность конденсаторов 0,9—
5,5 м2, внутренняя 0,085—0,52 м2, коэффициент
оребрения 10,6, фронтальная поверхность 0,08—
0,094 м2, узкое живое сечение 0,04—0,05 м2.
Испытания проводили при массовой скорости
воздуха в узком живом сечении от 3,0 до 5,5 кг/
/(м2-с), температуре воздуха у входа в
конденсатор от 20 до 45°С, температуре
конденсации от 24 до 55°С, удельной тепловой нагрузке
наружной поверхности 43—70 Вт/м2.
Хладагенты— фреоны-12 и 22.
Методика испытаний. Испытания проводили
на стенде с калориметром со вторичным
хладагентом. Из конденсатора жидкий фреон
проходил через фильтр-осушитель к барорегули-
рующему вентилю, перед которым было
установлено смотровое стекло, позволяющее убедиться в
отсутствии пузырьков пара. Из испарителя
фреон возвращался в компрессор и подавался в
конденсатор.
Давления до и после конденсатора и давление
всасывания измеряли образцовыми
пружинными манометрами класса 0,6, температуру фреона
до и после конденсатора, а также всасывания и
перед барорегулирующим вентилем —
лабораторными термометрами с ценой деления 0,ГС,
концентрацию масла — объемным методом с
погрешностью до 0,2%, электрические
величины — приборами класса 0,5.
Агрегаты устанавливали в камере, имеющей
тепловую изоляцию. В камере были
смонтированы электрические нагреватели и вентиляторы,
обеспечивающие равномерное температурное
поле. Нагреватели автоматически включались
контактными термометрами. Температуру воздуха
у входа в конденсатор определяли четырьмя
ртутными термометрами с ценой деления 0,1°С,
каждый из которых контролировал температуру
в центре четверти фронтальной поверхности
конденсатора.
Для получения данных о скорости воздуха
устанавливали (до тепловых испытаний)
входной коллектор, обеспечивающий выравнивание
воздушного потока. Скорость воздуха измеряли
крыльчатым анемометром в девяти точках.
Специальные опыты показали, что установка
коллектора практически не влияет на скорость
воздуха в узком живом сечении конденсатора.
Количество циркулирующего фреона
определяли двумя способами: калориметром со
вторичным хладагентом и по характеристикам
компрессора, который испытывался заранее. Эти
характеристики изображались в виде семейства
кривых Ga>KM=/ (tK), каждая из которых
относится к заданной температуре кипения.
Величины I (?а.кл, найденные по тепловому балансу
калориметра, наносились на этот график.
Расхождение данных, полученных двумя
независимыми способами, характеризовало погрешность
опытов.
Точность определения расхода фреона по
калориметру была выше, поэтому расчет
проведен по Ga.KJI. Относительная разность
величин Са.кли Ga.KM обычно составляла от 0,02 до
0,04 и не превышала 0,08.
Температуру конденсации определяли по
среднему давлению в конденсаторе. В ряде опытов
измеряли температуры до и после каждой секции
с помощью хромель-копелевых термопар с
точностью 0,5°С.
Тепловую нагрузку конденсатора находили по
уравнению
^кд==:^а.кл (*КД1 *КД2/» \Ч
где 1кД1, 1кД2 — энтальпии фреона до и после
конденсатора.
Были определены коэффициенты
теплопередачи, отнесенные к наружной поверхности JFH и
средней логарифмической разности температур
где /к, tBi, tB2 — температуры конденсации и воздуха до
и после конденсатора. Последнюю
величину находили по тепловой нагрузке
конденсатора и массовой скорости
воздуха.
Кроме того, определяли условные
коэффициенты теплопередачи, отнесенные к разности
температур конденсации и воздуха у входа в
конденсатор [5 ]
^Нормативной документацией на герметичные
агрегаты установлено, что разность tK—tBl не
должна быть больше 10°С.
Тепловая нагрузка. Тепловую нагрузку
конденсаторов холодильных машин с откр ытым
компрессором приближенно определяют как сумму
тепловой нагрузки испарителя и индикаторной
мощности.
В случае компрессоров со встроенным
электродвигателем к фреону подводится вся потребляе-
23

мая мощность. В то же время значительно выше
доля тепла, отдаваемого окружающему воздуху
16].
Тепловая нагрузка конденсатора
Qw=Qo+N3-Q0.c, D)
где N3 — мощность, потребляемая встроенным
электродвигателем компрессора;
Qo. с — теплоотдача в окружающую среду от
компрессора Q0> c> км и нагнетательного трубопровода
Q о. с.н»
Величина Q0mC зависит преимущественно от
поверхности кожуха компрессора и разности
температур кожуха и воздуха, обдувающего
компрессор после конденсатора. Теплоотдача от
нагнетательного трубопровода Q0.C.H играет
большую роль лишь при раздельном монтаже
компрессора и конденсатора.
Для большей общности полученных
результатов и удобства расчета результаты опытов
представлены в относительных величинах.
На рис. 1, а, б показана зависимость отношений
j2 и кд от температуры
конденсации tK. Эта зависимость носит линейный характер.
В интервале 28</к^54°С
для фреона-12
Q«x=Qo @,90+0,052 g, 15)
для фреона-22
QKK=Qo @,88+0,042 tK). F)
Отношение тепловой нагрузки конденсатора
к нагрузке испарителя при работе на фреоне-22
меньше в связи с тем, что больше теплоотдача
через кожух компрессора в окружающую среду.
С повышением температуры конденсации
уменьшается холодопроизводительность компрессора и
соответственно снижается тепловая нагрузка
конденсатора. На рис. 1, в показано изменение
отношения тепловой нагрузки конденсатора к
той же величине при температуре конденсации
30°С. При постоянных температурах кипения эта
зависимость также имела линейный характер.
С понижением температуры кипения нагрузка
уменьшалась более резко в соответствии с
характером падения холодопроизводительности
компрессора.
Коэффициенты теплопередачи.
Коэффициенты теплопередачи испытанных агрегатов
показаны на рис. 2, а. Некоторый разброс точек
(до 14%, в среднем 6%) связан с тем, что было
испытано большое число образцов, имеющих
неизбежные технологические отклонения в
выполнении отдельных элементов. Полученные
отклонения, таким образом, характеризуют также
влияние производственных допусков на
характеристики аппаратов.
На том же графике пунктирными линиями
показаны результаты испытаний конденсаторов
первых отечественных агрегатов такого типа,
проведенных Д. М. Иоффе [7]. Были испытаны
конденсаторы открытых агрегатов с
параллельным соединением секций. Переход к
последовательному их соединению и совершенствование
технологии изготовления позволили
значительно повысить эффективность теплопередачи.
Коэффициенты теплопередачи [Вт/(м2-КI при
работе на фреоне-12 можно обобщить уравнением
&=26 (шрH'5. G)
При работе на фреоне-22 коэффициенты
оказались незначительно выше (примерно на 7%).
В этом случае
?=28 (шрH'5. (8)
Qkq*Qo.ch
Qo
1,2
10
8~
д А
^^
Г^
аА
Фреон'22
Фрео.ч-Щ
50 tK7°C
Рис. 1. Отношение тепловой нагрузки конденсаторов к
холодопроизводительности герметичных компрессоров (а,
б) и к нагрузке конденсатора при номинальных условиях
работы (в):
/—фреон-12 (агрегаты ВС); 2 - фреон-22 (агрегаты В Н).
24

475 5,0 5,5
ыр,кг/(мг-К)
700 1000 1300
(JHTBm/M*
Рис. 2. Коэффициенты теплопередачи в зависимости от
массовой скорости (а) и от удельной тепловой нагрузки
(б).
Коэффициенты теплоотдачи при конденсации
фреона-22 внутри труб выше на 15—20%, но
так как основное тепловое сопротивление
воздушных конденсаторов находится со стороны
воздуха, то разница коэффициентов
теплопередачи невелика.
С ростом удельной тепловой нагрузки
внутренней поверхности qBH величина k медленно
убывает (см. рис. 2, б).
Специальная серия опытов показала влияние
на коэффициент k последовательного
увеличения числа секций конденсатора [5]. Ранее было
установлено, что это повышает коэффициент
теплопередачи в связи с турбулизацией
воздуха: при двух секциях k повышается примерно
на 8%, при трех на 11% по сравнению со
значением k для аппарата из одной секции [7].
Поэтому конденсаторы рекомендовалось
изготовлять из трех и более секций.
Однако проведенные нами опыты показали
несравненно более сильное влияние подогрева
воздуха: при компоновке одной и той же
поверхности в виде ряда последовательных секций
воздух, нагретый в первых секциях, отводит
гораздо меньше тепла от последних секций
конденсатора. Вместе с тем неблагоприятное
воздействие оказывает также рост гидравлического
сопротивления, вызывающий снижение
скорости воздуха при данном вентиляторе [5].
При заданной разности температур
конденсации и входящего воздуха (в нашем случае
10°С) и массовой скорости воздуха 3—5 кг/(м2-с)
допустимая тепловая нагрузка с рсстом числа
секций от одной до пяти снизилась более чем
вдвое:
Число секций
Относительная допустимая
нагрузка
1
2
фреона-12 не превышало 40 кПа, что приводило
к среднему повышению давления конденсации
около 1°С. Удельное падение давления на 1 м
трубы диаметром 12X1 составило 2—6 кПа.
В агрегате холодопроизводительностью свыше
1200 Вт E секций по 12 труб) падение давления
возросло до 70 кПа. Это привело к повышению
средней температуры конденсации на 2°С, что
составило 20% общего температурного напора.
В этих аппаратах целесообразно применять
последовательно-параллельное соединение секций
(например, в две параллельные группы).
Переохлаждение жидкости в агрегатах.
Важной характеристикой агрегатов является
величина переохлаждения жидкости
^^и — ^к ^агр.2-
(9)
При определении холодопроизводительности
компрессора условно принимают [9]
'«рас, = 'к - 5°С. A0)
В отличие от этогоТпри определении
действительной холодопроизводительности агрегата нуж-
utu,°C
20
10
1,4 1,0 0,9 0,6
Аналогичные результаты были голучены в
последнее время при исследовании воздушных
конденсаторов большой производительности [8].
Падение давления фреона. В испытанных
конденсаторах агрегатов номинальной
холодопроизводительностью до 1000 Вт падение давления
1
[ nDD
4 = ~'
W*-25°C
п^-"—
1
"С-
и
HI
to -/S
Г '
i
А 1
i
!
\
_J
20
25
JO
55 40
6
45 5/7 fy, V
Рис. З. Переохлаждение жидкости в
^среднетемпературных герметичных агрегатах ВС на фреоне-12 (а) и
низкотемпературных агрегатах ВН на фреоне-22 (б).
25

но знать истинное переохлаждение жидкости:
чем оно больше, тем эффективнее работает
агрегат. До проведения настоящей работы подобные
данные не публиковались. Как выяснилось,
переохлаждение увеличивается с ростом
температуры конденсации (рис. 3).
На основании проведенной исследовательско-
конструкторской работы удалось значительно
повысить эффективность конденсаторов
герметичных агрегатов. Так, в наиболее массовом
герметичном агрегате ФГК 0,7,
изготовлявшемся в 1961—1964 гг., был установлен
конденсатор из трех секций по 14 труб. В настоящее
время в агрегате ВС 0,7~3 той же
производительности используется конденсатор из двух
секций по 12 труб. Поверхность и масса аппарата
уменьшились почти вдвое при сохранении
тепловых и энергетических показателей. В связи
с применением малошумного вентилятора
улучшились акустические характеристики.
УДК 66.067.3:621.575-932
фреоновых герметичных холодильных
канд. техн. наук В. Л. КОЛИН, Е. А. УСТИНОВ,
доктор физ.-матем. наук И. Н. ТАГАНОВ
Ленинградский технологический институт Ленсовета
А. И. ФИЛЕНКО. канд. техн. наук Л. Ш. МАЛКИН
Ленинградский специализированный комбинат
холодильного оборудования
Адсорбционная очистка маслофреоновых
смесей, циркулирующих во фреоновых
герметичных холодильных машинах (ФГХМ), от
выделяющихся при их работе вредных примесей и,
в первую очередь, от микроконцентраций влаги,
широко используется в практике. При этом
закон изменения концентрации примеси на входе
в фильтр зависит от закона изменения
концентрации на выходе из фильтра, т. е. имеет место
система с обратной связью по концентрации,
причем фильтр работает в нестационарном режиме.
Габаритные размеры адсорбционных
фильтров, устанавливаемых на жидкостной линии
ФГХМ, невелики, а объемная скорость масло-
фреоновой смеси Q, определяющая холодопро-
изводительность машины, большая. В
результате этого значительно уменьшается внешнедиф-
фузионное сопротивление массообмену,
упрощается математическое описание процесса в
26
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Зеликовский И. М. Справочник по теплообмен-
ным аппаратам малых холодильных машин. М.,
«Пищевая промышленность», 1973.
2. Зеликовский И. М. Конденсаторы герметичных
холодильных агрегатов ВС, ВН и ВП. —
«Холодильная техника», 1975, № 1, с. 58—60.
3. И о ф ф е Д. М. и д р. Термическое сопротивление в
месте соприкосновения труб и пластинчатых ребер—
«Холодильная техника», 1970, № 12, с. 18—21.
4. Тихомиров В. А. Малошумные вентиляторы для
малых холодильных агрегатов.— «Холодильная
техника», 1964, № 6, с. 18—25.
5 Якобсон В Б.Определение числа секций
конденсаторов с воздушным охлаждением.— «Холодильная
техника», 1969, № 2, с 9—14.
6. Якобсон В. Б Теплообмен холодильных
компрессоров с окружающей средой. — «Холодильная техника»,
1965, № 5, с 23—28.
7. Иоффе Д. М. Конденсаторы с воздушным
охлаждением для малых холодильных агрегатов. М. Госторг-
издат, 1958.
8. К а н К- Д. К расчету конденсаторов воздушного
охлаждения большой производительности. —
«Холодильная техника», 1974, № 5, с. 23—28.
9. ГОСТ 17240—71. Компрессоры фреоновые герметичные
машин
части гидродинамической модели
адсорбционного фильтра, а также возможно аналитически
исследовать качественные и количественные
закономерности адсорбционной осушки и
очистки ФГХМ.
В соответствии с экспериментальными
результатами эффективный кинетический
коэффициент (Зэ при адсорбции влаги из маслофрео-
новой смеси синтетическими цеолитами типа А,
находящими широкое применение в
холодильной технике, можно представить величиной
~1,0-10-1 1/с. Скорость маслофреоновой смеси
в фильтре v должна находиться в пределах
0,08—0,2 л/см2-мин. Например, для длины слоя
адсорбента х = 10 см безразмерная величина
g = Рэ'Х-у, характеризующая условия
динамической работы фильтра, будет изменяться в
диапазоне ? = 0,61-^1,54. Минимальная
относительная проскоковая концентрация примеси
в потоке за фильтром у = —— определяется по
с0
формуле
у = ехр (—1), A)
где рэ = Я0Ро;
#D = 2(l + T/l+4D)-1;
Анализ работы адсорбционных фильтров
to

?> = D3.Po-y-2;
p0 — кинетический коэффициент, учитывающий внешне-и
внутридиффузионные сопротивления массообмену;
D3 — эффективный коэффициент продольного переноса.
Для анализа начальной стадии динамики
адсорбции формула A) предложена авторами
ранее. Для I = 0,61-М,54 величина мгновенной
проскоковой концентрации у составляет 0,21—
0,54. На начальной стадии процесса
адсорбционной очистки ФГХМ в потоке внутри фильтра
будет экспоненциальное распределение
концентрации сорбируемого вещества по длине слоя
сорбента. По мере развития процесса и
увеличения степени насыщения сорбента водой или
другими примесями кривая распределения
должна линеаризоваться и будет наблюдаться
тенденция к равномерному распределению
величины адсорбции по длине слоя. Формула A)
справедлива, когда t = —, т. е. в момент
прохождения первой порции потока жидкости через
рассматриваемое сечение фильтра.
Так как адсорбционный фильтр предназначен
для длительной работы, то можно полагать, что
в рабочем режиме будет иметь место близкое к
равномерному распределение концентраций
поглощенной примеси по длине слоя адсорбента.
Если это предположение справедливо, то
математическое описание фильтра может быть
сформулировано исходя из гипотезы о полном
смешении потока жидкости внутри фильтра.
Для опыта был сконструирован разборный
адсорбционный фильтр, который заполняли
шариковым цеолитом NaA-2KT, специально
разработанным для очистки рабочей среды ФГХМ
от микроконцентраций влаги и кислых
примесей. Фильтр состоит из четырех секций и
установлен на жидкостной линии ФГХМ типа ВС-0,7.
Начальная концентрация влаги в рабочей
среде — 60-10-4% вес, конечная ~10-10-4% вес.
Для определения концентрации влаги
использовали индикатор ИВ-7 и метод кулонометри-
ческого титрования электрогенерированным
йодом. После 72-часовой обкатки фильтр
снимали, сорбент отмывали от следов масла фрео-
ном-113 и определяли величину адсорбции в
каждом из его элементов. Влажность фреона-113
контролировали до и после отмывки. Влагу из
цеолита десорбировали при Т = 400°С в слабом
токе азота, предварительно осушенного до точки
росы —70°С, и конденсировали при
температуре —70°С.
Как видно из рис. 1 (кривая 1), полученные
результаты подтверждают предположение о
равномерном распределении сорбента по длине
штатного фильтра. Для технологических
адсорбционных фильтров, используемых для глубокой
а,мг/г
40
20
7^
^"^^чз
^ и
^2
с
гл
7 2 3 4 S
Номер зояь/ (рилд/пра
Рис. 1. Зависимость концентрации влаги в цеолите от
длины фильтра (а— величина адсорбции):
/ — штатный; 2 — технологический.
осушки собранных и заряженных фреоном и
маслом холодильных агрегатов после их
изготовления или ремонта и отличающихся от
штатного большим диаметром и длиной,
распределение концентрации по длине фильтра,
определенное тождественным описанному выше способом,
имеет вид, показанный на рис. 1 (кривая 2).
Эксперимент показывает, что для описания
процесса в фильтре адсорбционной очистки и
осушки рабочей среды ФГХМ могут быть
использованы две упрощенные математические модели
фильтров: модель полного смешения для
описания работы штатных фильтров и модель,
учитывающая линейное распределение концентрации
сорбируемого вещества по длине фильтра, для
описания работы технологических фильтров.
При полном смешении потока приближенное
математическое описание процесса,
происходящего в системе, схематически показанной на
рис. 2, будет иметь следующий вид:
йсф da Q
it
dc„
B)
da
~dt
•= Рэ(сф — с*);
dt
W
¦ (c0 — Сф) •
g
W
при
где Сф.
Сф = 0, с0=сс
t
0,
C)
D)
E)
с0 — концентрации поглощаемого вещества
внутри фильтра и в объеме W;
а — текущая величина адсорбции;
Q — объемный расход маслофреоновой смеси
через фильтр;
№ф — объем фильтра;
t — время;
q — массовая скорость выделения примесив
рабочую среду ФГХМ.
Для описания процесса в объеме W (рис. 2)
использована модель объема полного смешения.
Малое общее содержание влаги и кислых
примесей в рабочей среде ФГХМ и обусловленные
этим трудности количественного определения в
настоящее время еще не позволяют определить
27

Рис. 2. Принципиальная схема адсорбционной очистки
рабочей среды ФГХМ:
W — замкнутый объем, через который циркулирует рабочая
среда; с0 — концентрация вредной примеси в объеме и на выходе
потока в фильтр; Q — объемная скорость циркуляции; Ф —
адсорбционный фильтр; Сн — концентрация примеси в потоке
за фильтром; q — массовый источник примеси.
скорость их выделения в систему и закон
изменения скорости при работе агрегата. Поэтому
на первой стадии анализа процесса ограничимся
предположением о постоянной скорости
выделения в маслофреоновую смесь всех имеющихся в
системе вредных веществ.
Так как допускаемые концентрации влаги и
кислых примесей в рабочей среде ФГХМ весьма
малы, то, учитывая опытные данные по их
равновесной адсорбции используемыми в технике
адсорбентами, можно ограничиться
рассмотрением линейного участка изотермы
адсорбции и полагать с* = а*/Г (где Г — константа
Генри, а*, с* — равновесные величины
адсорбции).
Подставив в уравнение C) вместо разности
(с0 — Сф) ее значение из B) и проинтегрировав
полученное выражение по t, получим
W
СФ
гф
w$
= в.
F)
где В — константа интегрирования.
Так как при t = О, а=0, сф= 0, с0 = сопач, то
В =
W
Таким образом, текущая величина, выраженная
через концентрацию с,
W
№ф
"(со на
¦ Со) — Сф •
Гф
Записав уравнение C) в виде
Лсф D ( , а\ f Q
dt
э сф
Гф
(сф — с0) = 0
G)
(8)
и подставив в (8) вместо а выражение G),
получим
с1сФ ( Рэ Q \
+
3W
w%
Уф
28
hqt
Уф
bsWc, Ha
(9)
Исключив из уравнений B) и (9) величину сф,
после необходимых преобразований придем к
уравнению
d2°o , „ dc0
dt
+ *1-2?~ + *«С0 = *8' + К4'.
A0)
где
Рэ
Q
Ki = Рэ + г ^ W
Q I
^2 = ~уГ Рэ 1 —
+
Уф '
PsQ .
УфГ '
К,
NQ
К,=
УфГУ '
РэфСр нач , q
A1)
УфГ
W
w
Решив уравнение A0), получим
2 А2
к.
к,
A2)
где а,= — 0.5А:,+0,5 V К* — 4/С2;
а2 = -0, 5Ki—0,5 ]/>? — 4К,.
Определив в соответствии с условием E)
значения .Меи Ne, после некоторых преобразований
будем иметь окончательный результат
с0=Ае-°-°к'*Кг
-4K2_Q—0,5/ via.
¦4К2
+
Vk\
•4/С,
Ве-0.5К,*+^з./_Аф.4--^
JCI
/с.
A3)
где А =
jQjCg
/Сд
2*
к2
Qco нач
0 *с - —3-
K,W
KtW
в =
кгкв
к
к К\
К "Т со нач ] (е
-0.51/д2
¦4KJ
>*Vk\.
¦4KJ
0,5.
Анализ показывает, что всегда Щ — 4/B > 0,
а следовательно, первое и второе слагаемые в
уравнении A3), содержащие гиперболические
синус и косинус, соответственно дают убывающую
функцию. Общий закон изменения
концентрации примеси в объеме W имеет вид, показанный
на рис. 3.
В случае линейного распределения
концентрации сорбата по длине адсорбционного фильтра
процесс очистки рабочей среды ФГХМ описы-

Рис. 3. Динамика очистки рабочей среды в замкнутом
объеме с использованием фильтра полного смешения
со
(Уо = — относительная концентрация влаги в
со нач
рабочей среде ФГХМ; / — время).
вается следующей системой дифференциальных
уравнений:
dc0 Q q
ур (со сн) ур '— 0 i A4)
dt
dc
dt
da Q
^ + Жр~(Сн~~с°)==0;
da
ИГ
P c—t).
A5)
Окончательно получаем:
+ ¦
l ., l , l ,
2~ —Y A2— \Bt Y"^A2—ABt
г " (e —e +
l .. l l
- Ze 2 (e 2 + e 2 +
Здесь P =
+ N±-t
AN
AN
M
2?2 ~~"
Qco нач
В2 "Г В '
M J_
2? + 2 c° нач
A6)
N
AB
z = -
AW -rw УЖ=4В~'
NA M
J32
A = l
Рэ
В ~г Lo нач »
2Q , 2Q
В = 2 4"(Рэ
Г
Рэ
№
w$r
N = -
М
2PaQc0 нач
№ (
Р3
b
2Q \
Так как Л2 — 4В > 0, то функция A6)
апериодическая и закон изменения концентрации
с в объеме W близок к показанному на рис. 3.
На рис. 4 показано выделение влаги в рабо-
СррлА
/20
80
40
Г3
7 2
10
75 t, Y
Рис 4. Выделение влаги в рабочую среду ФГА и осушка
ее цеолитом NaA (с — концентрация влаги в рабочей среде
ФГХМ):
/ — концентрация влаги до фильтра; 2 — то же, после фильтра;
3 — выделение из изоляции статора при обкатке без фильтра.
чую среду ФГА из электроизоляционных
материалов статора встроенного электродвигателя
и осушка рабочей среды с помощью
адсорбционного фильтра, снаряженного цеолитом NaA.
Так как штатный адсорбционный фильтр в
течение длительного срока работает в режиме,
близком к кинетическому, для определения его
габаритов необходимо знать только равновесную
емкость адсорбента по влаге и кислым примесям
при их предельно допускаемых концентрациях
и общее количество примесей, способных
выделяться в системе при эксплуатации.
Для многих промышленных адсорбентов
равновесная адсорбция влаги и кислых примесей
исследована авторами ранее, а общее количество
примесей в системе (S^ (t)dt) зависит от типа
холодопроизводительности машины, технологии
ее изготовления и режима эксплуатации.
Холодильный агрегат, удовлетворяющий
требованиям в отношении влажности рабочей среды
при одних условиях эксплуатации, может не
удовлетворять этим требованиям при других
условиях.
С,ррт\
60
40
20
t=JO
°С Г
60
45
f=E
70 t, ч
Рис. 5. Выделение влаги в рабочую среду ФГА в
зависимости от температуры окружающего воздуха (масса
^вл.ост = 2,4 г).
29

На рис. 5 показано влияние температуры на
влажность рабочей среды холодильного агрегата,
обусловленное десорбцией влаги из материалов
встроенного электродвигателя. Такого рода
колебания концентрации влаги и других вредных
примесей полностью ликвидируются при
установке в системе ФГХМ правильно рассчитанного
адсорбционного фильтра.
УДК 536.2.001.5
Исследование теплообмена при кипении фреонов
на пластинчато-ребристых поверхностях
В. Б. ГЛЛЕЖЛ
Московский завод «Компрессор»
Д-р техн. наук, проф. И. П. УСЮКИН,
канд техн. наук К. Д. КЛН
Московский институт химического машиностроения
С увеличением быстроходности холодильных
компрессоров габаритные размеры и массу
холодильных машин все в большей мере
определяют теплообменные аппараты.
Используя в конструкциях аппаратов
традиционные поверхности кожухотрубного типа, не
представляется возможным добиться резкого
изменения указанных параметров при
сохранении энергетических характеристик машин.
Поэтому особый интерес приобретает поиск более
эффективных поверхностей.
Перспективными в этом отношении являются
поверхности пластинчато-ребристого типа,
отличающиеся высокой компактностью, которая
на уже освоенных типах достигает 780—
1400 м2/м3.
Проблеме использования
пластинчато-ребристых аппаратов в холодильном машиностроении в
настоящее время уделяется большое внимание
как в нашей стране, так и за рубежом.
Значительная работа в этом направлении проведена
ВНИИхолодмашем и ЛТИХПом [1, 2],
которыми были проанализированы перспективы
использования пластинчато-ребристой
аппаратуры и испытаны модели воздушных
конденсаторов пластинчато-ребристого типа.
При изучении теплообмена на пластинчато-
ребристых поверхностях главное внимание
уделялось теплоотдаче при конвективном
теплообмене без изменения агрегатного состояния
рабочих веществ [3, 4] и кипению хладагентов
на этих поверхностях [5].
Настоящая работа посвящена теплообмену
при кипении фреонов -12 и 22 на пластинчато-
ребристых поверхностях. Для эксперимента
были отобраны пять типов поверхностей: четыре
типа с прерывистыми ребрами, признанными
наиболее перспективными для холодильных
аппаратов [1], и один — с гладкими ребрами.
Геометрические размеры гофрированных
элементов, из которых изготовлены
экспериментальные образцы, приведены на рис. 1.
Геометрическая характеристика испытанных
пластинчато-ребристых поверхностей приведена
в таблице (размеры см. рис. 1).
Номер
образца
1
2
3
4
5
h
6
6
6
4
6
/
10
1,5
—
1
1,5
ъ
2,6
4,6
4,6
2,6
2,6
б
0,25
0,25
0,25
0,25
0,25
dv
3,1
4,6
4,6
2,5
3,1

Компактность, м2/м3
1170
781
791
1387
1084
Образцы выбирали с таким расчетом, чтобы
результаты экспериментов позволили оценить
влияние конструктивного оформления
поверхности теплообмена на интенсивность
теплоотдачи со стороны кипящего хладагента, в
частности, таких факторов, как гидравлический
диаметр каналов, образуемых ребрами, и
конструктивное оформление самих ребер.
Опытные образцы изготовлены из
алюминиевых гофрированных элементов, спаянных с
плоскими алюминиевыми листами толщиной 1 мм,
которые образовали корпус образца-испарителя.
Il
1 J
ъ1
, '
1—}
д
И
ш
\л
Рис. 1. Геометрическая характеристика испытанных
пластинчато-ребристых поверхностей (обозначения см. в
таблице).
30

т- 5
цЗагушЗха
км&йге/шим
Рис. 2. Схема ^ экспериментального стенда:
/ — конденсатор; 2 — конденсатор-испаритель; 3 —
испытуемый образец; 4 — электронагреватели; 5 —.манометр; 6 —
ваттметр; 7 — ЛАТР-9М; 8 — ротаметр; 9 — термостат; 10 —
компрессор но-конденсаторный агрегат.
Высота испытанных образцов 200—220 мм,
ширина 40 мм.
Образуемые гофрами-ребрами каналы, в
которых кипит хладагент, во всех образцах были
расположены вертикально. Хладагент поступал
в образец снизу.
Схема экспериментального стенда приведена
на рис. 2. Экспериментальный стенд
представлял собой замкнутый контур, состоящий из
исследуемого образца испарителя и двух
параллельно включенных конденсаторов,
помещенных в термостаты и соединенных системой
трубопроводов.
Жидкий хладагент подавался из
конденсаторов к исследуемому образцу самотеком. Один
конденсатор охлаждался теплоносителем,
другой являлся испарителем служебной
холодильной машины и использовался лишь при
экспериментах с низкими температурами кипения.
Для уменьшения наружных теплоиритоков
исследуемые образцы и конденсаторы были
помещены в сосуды с вакуумной и пенопластовой
изоляцией.
Заданные давления насыщения
поддерживались либо проточной водой, либо холодильной
машиной, охлаждающей конденсатор.
Тепловая нагрузка подводилась с помощью
электронагревателей, размещенных на боковых
поверхностях образца и измерялась ваттметрами
комплекта К50. Температура кипения определялась
по давлению, которое измерялось манометром
класса 0,4.
Правильность показаний манометра
контролировалась при отключенной нагрузке путем
сравнения температур насыщения,
определенных по давлению, с температурами стенок
образца, измеренных термопарами.
Температура стенок образца измерялась хро-
мель-копелевыми термопарами, зачеканенными
в тело стенок и равномерно распределенными по
поверхности. Такими же термопарами
контролировали температуру на входе и выходе
хладагента.
Во время работы стенда сравнивали
количества циркулирующего хладагента, которое
вычисляли по тепловым балансам испарителя и
конденсатора с учетом теплопритоков от
окружающей среды. Величины теплопритоков были
определены экспериментально при отладке стенда.
Все образцы исследовали на обоих
хладагентах в диапазоне плотностей тепловых потоков
от 1 до 10 кВт/м2 при температурах +10, 0 и
—10°С, а образцы № 1 и № 3 также и при
—20°С. Плотность теплового потока находили
как отношение мощности электронагревателей
к полной ребристой поверхности образцов,
коэффициент теплоотдачи — как отношение
плотности теплового потока к разности между
температурой кипения и средней температурой
стенок. Перегрев паров на выходе из
термостата, в котором были помещены исследуемые
образцы, поддерживался во время
экспериментов в пределах 0,5—2°С, а переохлаждение
жидкости на выходе из конденсаторов 0,3—2,5°С.
На рис. 3 приведены значения коэффициентов
теплоотдачи,* полученные на всех пяти
поверхностях для фреонов -22 и 12 при 0°С в
зависимости от плотности теплового потока. Наиболее
высокие коэффициенты теплоотдачи были
получены на поверхности образца № 4, имеющей
наименьший гидравлический диаметр каналов и
малую длину просечек ребер.
Коэффициент теплоотдачи при кипении может
быть представлен в виде произведения
отдельных функций, определяющих зависимость теп-
31

*&
с^
§?
п
^
?
•^
3
.5
7^
7Гп
2\
т 1
п = — приведенное давление;
РкР
fx (dT, /} — функция конструктивных параметров;
dT — гидравлический диаметр, м;
/ — длина просечек, м.
Влияние массовой скорости на коэффициент
теплоотдачи не учитывалось, так как она в
условиях эксперимента не превышала 16 кг/(м2-с)
@,012 м/с) и не могла существенно отразиться
на теплоотдаче.
Для определения зависимости коэффициента
теплоотдачи от плотности теплового потока
опытные данные при температуре кипения 0°С на
обоих хладагентах для всех пяти образцов были
обработаны методом наименьших квадратов в
виде зависимости:
J 4 5 6 7 д 9/0т
?-Ю~3, В/п/м2
Рис. 3. Зависимость a=f(q):
а — для различных образцов при кипении фреона-22, U =
= 0°с- б — для различных образцов при кипении фреона-12,
t0 = 0°С (цифры у прямых — номер образца); в — для
образца № 1 при кипении фреона-22.
лоотдачи от комплекса теплофизических свойств
рабочего вещества, режимных параметров
(теплового потока, температуры кипения, расхода
и т. д.) и конструктивных особенностей
поверхности теплообмена. Как показали исследования,
наиболее приемлемым методом обобщения
экспериментального материала при кипении
различных фреонов является метод
термодинамического подобия [6—9].
В общем виде коэффициент теплоотдачи
[Вт/(м2-К] при кипении на
пластинчато-ребристых поверхностях может быть охарактеризован
зависимостью
а = Cqtl Mml p™p?f И /i (^r> 0. (О
где с — постоянный коэффициент;
q — плотность теплового потока, Вт/м2;
j\/l — молекулярная масса, кг/кмоль;
ркр — критическое давление, Па;
7кр __ критическая температура, К;
oc=Aqn.
B)
В результате обработки получено значение
n = _i_ я Коэффициент А изменялся в
значительных пределах в^зависимости от хладагента,
температуры кипения и типа поверхности. Как
показывают эксперименты, проведенные многими
авторами, решающим фактором, влияющим на
показатель степени при q, является
гидравлический диаметр dr = ^ (V — объем,
занимаемый кипящей жидкостью; F — теплопередаю-
щая поверхность).
Для одиночных труб dr->oo. В этом случае
при кипении различных веществ в области
развитого пузырькового кипения получено п &-%-,
для фреонов n^j.
При переходе от одиночных труб к трубным
пучкам показатель степени п уменьшается.
При испытаниях на пучках из гладких труб с
разными шагами получено [10] м«0,56 для
dr^32,6 mm (S/d=l,45, d=20 мм) и /г^0,43 для
dr^27 mm (S/d=l,3) в области тепловых
потоков 1,5—9 кВт/м2. При кипении фреонов-12
и 22 в вертикальном плоском щелевом канале
шириной 1 мм [5] уже наблюдалось снижение
п до о,зз^-~. Таким образом, уменьшение
о
влияния плотности теплового потока на
изменение коэффициента теплоотдачи со стороны
кипящего хладагента (уменьшение показателя
степени при <7), имевшее место при настоящих
исследованиях, является специфической
особенностью пластинчато-ребристых поверхностей,
обладающих малыми гидравлическими
диаметрами.
Учет физических свойств исследованных хла-
32

дагентов
помощью
при обобщении
комплекса
1 крт
был ос уществлен с
C)
М. Боришанским для рабочих
;0,2. Этот комплекс был опре-
предложенного В.
условий -?—:
делен автором [6] на основании теории
термодинамического подобия и проверен по
экспериментальным данным, полученным различными
авторами и с различными веществами, среди
которых были и хладагенты: аммиак, фреоны-11, 12
и 22 и др.
Обработка экспериментальных данных с
использованием комплекса C) показала хорошую
сходимость результатов для обоих исследованных
хладагентов на всех образцах.
Для определения функции / (я) опытные
данные, полученные на образцах № 1 и № 4, были
обработаны в виде зависимости
= /(я).
D)
Сг
5/ 5
т /вм
1 крт
7з
Величина постоянного коэффициента С i
определялась для каждого образца по опытным
данным, полученным на фреоне-22 при
температуре кипения 0°С.
Результаты обработки опытных данных по
выражению D) приведены на рис. 4. Полученная
зависимость хорошо описывается уравнением
/(л) = 0,65+ 3,3
РкР
Результаты, полученные на остальных
образцах, также подчиняются зависимости E).
15
E)
Щ
OJ
,|
0,05
0,1
Р/Я
•кр
Рис. 4. Результаты обработки опытных данных по
выражению D).
Максимальное расхождение между прямой,
соответствующей выражению E), и опытными
точками не превышает 13—15%.
С учетом C) и E) уравнение для определения
коэффициента теплоотдачи имеет вид
Pkv
'/с Л/fVo
т^м
0,65-
PkpJ'
-з.з-f--U1/3
F)
где коэффициент С принимает следующие
значения для различных поверхностей (индекс
соответствует номеру образца): Ci=8300, C2=
= 12 850, С3=9880, С4=16 200, С5=10 120.
Результаты экспериментов, обработанные в
виде зависимости
а/
^кр
1 Kp7V1
f(n)
= /,(?).
(?)
приведены на рис. 5.
Анализируя влияние геометрических
параметров, можно заметить, что величина
коэффициента теплоотдачи во многом зависит от
гидравлического диаметра каналов и длины просечек
ребер. С уменьшением этих параметров
коэффициенты теплоотдачи возрастают. Наиболее эф-
7 8 $ 7G' 72 74
(l'JO~s,S/T7/Mz
Рис. 5. Результаты обобщения экспериментальных данных, обработанные в виде зависимости G).
зз

фективны образцы, у которых малый
гидравлический диаметр сочетается с малой длиной
просечки. Влияние просечек на интенсификацию
процесса теплообмена в пластинчато-ребристых
поверхностях имеет ту же природу, что и
расположенные друг над другом трубы в трубном
пучке. Пузырьки пара, образующиеся на
нижних просечках, турбулизируют слой жидкости.
Кроме того, малая протяженность просечек
препятствует образованию устойчивого пограничного
слоя, приводит к его утонению, что также
способствует увеличению коэффициента
теплоотдачи.
Несмотря на то, что влияние отдельных
геометрических параметров поверхностей на
величину коэффициентов теплоотдачи
просматривается довольно четко, описать его с
достаточной степенью точности математическими
зависимостями пока не представляется возможным
из-за недостаточности экспериментального
материала.
В результате проведенной работы получены
значения коэффициентов теплоотдачи при
кипении фреонов-12 и 22 на пластинчато-ребристых
поверхностях различных типов в диапазоне
температур от +10 до —20°С и тепловых нагрузок
1—10 кВт/м2. ->L Ш-
На основании обобщения сжпомощью теории
термодинамического подобия опытных данных
рекомендованы зависимости^ для расчета
коэффициентов теплоотдачи при кипении для пяти
типов исследованных поверхностей.
Полученные значения коэффициентов
теплоотдачи свидетельствуют о высокой теплотехни-
УДК 621.564.002
сжиженного углекислого газа
Канд. техн. наук Т. Ф. ПИМЕНОВА, Ю. Д. ЛУКАШОВА,
А. С. ОРЛОВ, В. В. ПОПОВ
внихи
Известна схема получения сухого льда, не
связанная с производством сжиженного
углекислого газа (С02), рассчитанная на выпуск 40—120 кг
сухого льда в час [1]. Согласно зарубежным
данным, цехи сухого льда, работающие на
привозном сжиженном С02, прочно вошли в жизнь.
Так, в Гданьске (ПНР) в 1969 г. планировалось
до 1972 г. организовать выпуск около 5000 т/год
ческой эффективности пластинчато-ребристых
поверхностей и целесообразности проведения
работ по их внедрению в холодильное аппарато-
строение.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1.0 перспективах применения пластинчато-
ребристых аппаратов для холодильных машин.—
«Холодильная техника», 1974, № 8, с. 10—15. Авт.:
И. М. Калнинь, Г. М. Сутырина, Г. С. Антоненко,
И. А. Мороз, Г. Н. Данилова, О. П. Иванов.
1. Данилова Г. И., Иванов О. П.,
Варило В. Н. Испытания фреоновых
пластинчато-ребристых конденсаторов с воздушным охлаждением.—
«Холодильная техника», 1974, № 11, с. 20—24.
3. Кейс В. М., Лондон А. Л. Компактные
теплообменники. М., Госэнергоиздат, 1967.
4. Воронин Г. И., Дубровский Е. В.
Эффективные теплообменники. М., «Машиностроение»,
1973.
5. Данилова Г. К., Азаков В. М.
Экспериментальное исследование теплообмена в элементе
пластинчатого фреонового испарителя. —
«Холодильная техника», 1972, № 10, с. 52—54.
6. Конвективная теплопередача в
двухфазном и однофазном потоках. Сб. статей под ред.
В. М. Боришанского, И. И. Палеевой. М., «Энергия»,
1964.
7. Д а н и л о в а Г. Н. Влияние давления и температуры
насыщения на теплообмен при кипении фреонов. —
«Холодильная техника», 1965, № 2, с. 36—42.
'8. Данилова Г. Н. Обобщение данных по
теплоотдаче при кипении фреонов. — «Холодильная техника
и технология», 1969, № 8, с. 79—85.
9. Б а д ы л ь к е с И. С. Теплообмен при конденсации
и кипении фреонов. — «Холодильная техника», 1968,
№ 2, с. 22—26.
10. П о в о л о ц к а я Н. М. Исследования
коэффициентов теплоотдачи при кипении фреона-22 на одиночной
трубе и пучке горизонтальных труб. — «Холодильная
техника», 1968, № 7, с. 20 — 25.
сухого льда на базе доставляемого из Пулаву
сжиженного С02 [2].
В нашей стране применение таких схем весьма
перспективно, так как на химических
комбинатах, расположенных, как правило, вдали от
потребителей сухого льда, имеются
неиспользованные ресурсы С02 в количестве до 4,5 млн. т
в год [3]. Кроме того, налажен серийный
выпуск изотермических емкостей для
транспортировки и хранения сжиженного С02 [4].
Внедрение указанной технологии позволяет
сберечь топливные ресурсы страны за счет
увеличения объема производства С02 из бросовых
Производство сухого льда на месте его потребления из привозного
34

промышленных газов. В настоящее время 50%
сухого льда вырабатывается путем сжигания
топлива, на что расходуется до 200 тыс. т
условного топлива в год [3]. Хранить и
транспортировать сжиженный СО2 значительно выгоднее,
чем непосредственно сухой лед, так как
исключаются потери СО2 при сублимации.
В 1972—1973 гг. на основе результатов работы
лаборатории сухого льда ВНИХИ был создан
рабочий проект цеха сухого льда на привозном
сжиженном С02 для цеха мороженого при гор-
молзаводе мощностью 5 т в смену.
Принципиальная схема производства сухого
льда из привозного сжиженного С02,
разработанная ВНИХИ, имеет следующие отличительные
от обычной схемы признаки.
Если в обычной сухоледной установке,
работающей по типовому проекту разрывной
холодильной машины, сухой лед — рабочее вещество в
твердом агрегатном состоянии, непрерывно
удаляемое из цикла, восполняется газообразным
рабочим веществом при атмосферном давлении,
то по новой схеме рабочее вещество восполняется
сжиженным СО2, находящимся под давлением,
соответствующим условиям его транспортировки
в изотермических емкостях рц:
Ри= Рн+ Атр>
где рн—давление наполнения изотермической
транспортной емкости (рн = 8ч-10 кгс/см2);
Д/?тр—прирост давления за счет испарения части
сжиженного углекислого газа в результате тепло-
притоков извне в период его транспортировки и
слива в емкости на заводе-изготовителе сухого
льда, кгс/см2.
Сжиженный С02 подается в льдогенератор из
транспортной емкости непосредственно или
через второй промежуточный сосуд, либо через
накопительную емкость и второй
промежуточный сосуд, либо через накопительную емкость.
Выбор схемы подачи определяется
возможностями конкретного предприятия.
Во всех случаях для подачи сжиженного
углекислого газа в льдогенераторы необходимо
обеспечить его принудительное передвижение.
Для этого в типовую схему либо еводится
линия перепуска сжиженного С02 из
транспортной (или накопительной) емкости за счет подачи
в нее газа из первого промежуточного сосуда и
создания давления, несколько, превышающего
давление в льдогенераторе и во втором
промежуточном сосуде, либо устанавливается насос.
В связи с тем, что первоначальный слив
сжиженного СО2 из транспортной емкости в пустую
накопительную емкость должен быть
осуществлен при условии исключения возможности
образования в ней сухого льда, в накопительной
емкости должна быть создана газовая атмосфера
с давлением выше тройной точки перед подачей
в нее жидкости из транспортной емкости.
С этой целью в схему включается газификатор,
в котором часть сжиженного С02
преобразовывается в газ, который подается в накопительную
емкость и только после того, как давление в ней
поднимается выше тройной точки, в нее сливают
сжиженный С02 из транспортной цистерны.
С помощью газификатора можно получить
углекислый газ, необходимый для
первоначального заполнения системы сухоледной установки
(в дополнение к заполнению системы через
газовую линию от накопительной емкости).
Из типовой сухоледной установки
исключаются типовые узлы осушки и очистки С02 от
масла, состоящие из фильтров высокого
давления.
В схеме нет узла осушки, так как исходным
сырьем является сжиженный С02 с
температурой — 45ч—40°С, т. е. уже обезвоженный.
Для очистки СО2 от масла после объемных
водомаслоотделителей вместо неэффективных
типовых фильтров с активированным углем
устанавливаются аппараты, разработанные ВНИХИ
в 1973 г. и прошедшие в 1974 г.
производственную проверку. В остальном сухоледная
установка остается типовой.
Сухоледные установки выпускаются двух
типов — трехступенчатые УВЖС с водяным
конденсатором и каскадные УЖС с конденсацией
С02 за счет испарения аммиака. Их
производительность по сухому льду при работе по
обычному циклу при давлении всасывания 1 кгс/см2
соответственно 60 и 100 кг/ч сухого льда. При
работе по циклу с привозным сжиженным С02
производительность возрастает. При
использовании установки УВЖС, согласно расчетам, ее
производительность равна 118 кг/ч, при работе
на каскадной установке УЖС — 212 кг/ч.
Принципиальная схема производства сухого
льда из привозного сжиженного С02, в которой
учтены все указанные особенности, приведена
на рис. 1. Схема разработана применительно к
использованию типовой трехступенчатой
сухоледной установки УВЖС.
Согласно схеме, сжиженный С02 из
транспортной изотермической цистерны сливается в
накопительную емкость, расположенную на
уровне пола.
Перелив сжиженного С02 из последней во
второй промежуточный сосуд предусматривается
по линии а за счет некоторого превышения
давления в накопительной емкости над
давлением во втором промежуточном сосуде.
Величина давления в накопительной емкости
регулируется подачей в нее газа из первого
промежуточного сосуда по линии б через регулятор
давления после себя.
Создание газовой атмосферы и давления газа
35

Рис. 1. Схема получения сухого льда из привозного
сжиженного углекислого газа:
/ — транспортная емкость; 2 — газификатор; 3 —
накопительная емкость; 4 — второй промежуточный сосуд; 5 —
льдогенератор; 6,7,8 — первая, вторая и третья ступени сжатия
компрессоров; 9, 10, 11 — масловлагоотделители первой, второй
и третьей ступеней компрессора; 12, 13, 14 — промежуточные
холодильники первой, второй и третьей ступеней компрессора;
15 — саморегенерирующийся фильтр; 16 — фильтр тонкой
очистки; 17 — конденсатор; 18 — ресивер; 19 — первый
промежуточный сосуд; 20 — весомер К.ГП-30.
выше тройной точки в накопительной емкости
перед сливом в нее сжиженного С02 из
транспортной автоцистерны обеспечивается
включением в схему газификатора и подачей газа из
него по линии в в накопительную емкость.
Первоначальная подача углекислого газа на
первую ступень компрессора осуществляется
также за счет преобразования в газификаторе
части сжиженного С02, поступающего из
накопительной емкости, в перегретый пар и подачи
его по линии а на первую ступень всасывания
компрессора.
Для этой же цели выполняется мост
переключения из линии д в линию г, через который газ
подается из второго промежуточного сосуда
через регулятор давления после себя на
всасывающую сторону первой ступени компрессора.
В сухоледной части установки после
объемного маслоотделителя третьей ступени
установлены фильтры ВНИХИдля полной очистки
сжатого СО2 от масла^перед поступлением в
конденсатор.
На рис. 2 показана термодинамическая
диаграмма процесса производства сухого льда из
привозного сжиженного С02 по
трехступенчатому циклу с двумя промежуточными сосудами.
От типовой диаграммы она отличается
некоторыми дополнительными процессами, связанными
с новым принципом производства сухого льда.
Сжиженный СО2 из накопительной емкости
состояния 1 дросселируют во второй
промежуточный сосуд по изоэнтальпе 1—2 и по
изоэнтальпе 2'—3 — в льдогенераторы. Далее процесс
идет по обычному циклу. Поддержание
давления в накопительной емкости, несколько
превышающего давление в промежуточном сосуде,
обеспечивается дросселированием в нее
перегретого пара из первого промежуточного сосуда по
изоэнтальпе 12"'—1"'.
В период первоначального заполнения
системы через первую ступень всасывания
компрессора газифицированным С02 сжиженный С02
состояния 1 превращается в перегретый пар в
газификаторе (процесс по изобаре )—V"),
дросселируется до давления всасывания первой
ступени компрессора (пунктирная линия на рис. 2)
и далее превращается в сухой лед по обычному
циклу.
Все оборудование цеха сухого льда
выпускается серийно Краснодарским компрессорным
заводом. Монтируется оно в соответствии с про-
20 30 40 50 ОО 70 00 90 /ОО //О 720 130 /40 /50 /50 /70 /00 /00
~1,к/(а/?7кг
Рис. 2. Термодинамическая диаграмма процесса
производства сухого льда из привозного сжиженного С02 с
переливом его во второй промежуточный сосуд.
36

ектом, разрабатываемым специализированными
организациями применительно к реальным
условиям строительства. Емкости для
транспортировки и накапливания сжиженного углекислого
газа выпускаются Одесским заводом «Авто-
генмаш».
Стоимость всего комплекса оборудования
около 26000 руб. Площадь, необходимая для
размещения оборудования, примерно 60 м2.
Предприятие, имеющее в своем составе цех
такого типа, может планировать выработку
сухого льда в зависимости от потребности.
Сухоледные цехи, работающие по новой
технологической схеме, можно строить при
хладокомбинатах, молочных заводах и комбинатах,
имеющих в своем составе фабрики мороженого
мощностью свыше 1 т в смену, и при других
предприятиях, нуждающихся в сухом льде.
[М. Н. МЕРТЕШОВ],
А. Я. ВЕЛИЧАНСКИЙ
Пипрохолод
Наиболее крупные потребители сухого льда —
предприятия, выпускающие и реализующие
мороженое, которые в основном находятся в
ведении Минмясомолпрома СССР и Минторга СССР.
При этом на долю предприятий
Минмясомолпрома СССР, производящих до 40% общего
количества мороженого, приходится всего 7,2%
выпуска сухого льда.
Методы обеспечения потребителей сухим льдом
путем доставки его с
предприятий-производителей не всегда приемлемы с экономической и
технической точек зрения. Это вызвано
разобщенностью этих предприятий, которые входят в
систему 18 министерств и ведомств, отсутствием
технических средств, исключающих большие (до
25%) потери при транспортировке и хранении
сухого льда.
Организация собственного производства, хотя
и самый удобный для потребителя способ
удовлетворения потребностей в сухом льде, связана
с большими трудностями. Для хладокомбинатов,
имеющих в своем составе фабрики мороженого
производительностью 15—20 т/сутки, как
правило, является оправданным строительство цеха
сухого льда производительностью 2,2 т/сутки
общей стоимостью 250—300 тыс. руб. и потреб-
Расчетный экономический эффект от
организации такого цеха составит около 8 тыс. руб.
в год. Капитальные затраты окупятся за 3,2 года.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Б р а й е р (США). Сухой лед высокой чистоты из
углекислого газа. — Труды IX Международного
конгресса холода, 1955.
2. Занковски Е., Замбрзиски В. Проблемы
планирования производства сухого льда. — «Хлоднист-
во», 1969, № 6, с 117—119.
3. П и м е н о в а Т. Ф. Состояние и перспективы
развития производства сухого льда и сжиженного
углекислого газа в СССР. — «Холодильная техника», 1973, № 10,
с 1—5.
4. Оборудование для безбалонного обеспечения
предприятий углекислым газом. М., ВНИПТхимнефтеап-
паратура, ЦИНТИхимнефтемаш, 1973.
ляющего 0,7—1 т условного топлива на 1 т
сухого льда.
Для потребителей, более мелких или
находящихся в отдаленных районах, строительство
автономных цехов неприемлемо, и проблема
удовлетворения сухим льдом может быть решена
путем его получения из привозного сжиженного
углекислого газа. Возможность реализации
такого способа возникла после того, как стали
применять новый метод безбаллонного
обеспечения потребителей сжиженным углекислым
газом с помощью серийно выпускаемых
изотермических емкостей для его транспортировки
и хранения.
С этой целью Гипрохолодом разработан проект
сухоледной установки на базе привозного
сжиженного углекислого газа, отдельные узлы ко-
[ торой (компрессор, емкости, сухоледное обору-
i дование) опробованы на ряде предприятий.
; Для производства сухого льда используется
серийно выпускаемая углекислотная машина
[ УЖС, работающая по каскадной схеме с
применением в верхней ветви каскада в качестве
i хладагента аммиака. Основное преимущество
этой машины, определившее удобство ее при-
) менения в рассматриваемой ниже схеме
производства сухого льда, — наличие бессмазочного
1 компрессора 2УАП, что обеспечивает компри-
i мирование углекислого газа без следов масла,
исключая тем самым необходимость установки
УДК 621.564.002
Производство сухого льда из сжиженного углекислого газа
37

г — Газ С02
с — Сжиженный С02
Вентиль запорный
вентиль регулирующий
^ Клапан ооратныи
—ъ&^-вентиль соленоидный
Регулятор давления
„после сеоя"
jg Манометр электро-
—t контактный
П Реле уровня
—\Z-(s) Вентиль дроссельный
9 с электроприводом
4> 3ентиль дроссельный
^ ручной
6

Схема производства сухого льда:
а — принципиальная технологическая схема; б — размещение
оборудования; / — сосуд-накопитель; 2 — промежуточный
сосуд; 3 — компрессор; 4 — льдоформа; 5 —
теплообменник-рекуператор; 6 — холодильник первой ступени; 7 — буферный
сосуд; 8 — конденсатор С02 — испаритель NH3; 9 —
холодильник второй ступени; 10 — отделитель жидкости NH3; И —
промежуточный сосуд; 12 — конденсатор NH3; 13 —
циркуляционный ресивер NH3; 14 — дренажный ресивер NH3; 15 —
льдохранилище; 16 — таль электрическая; 17-- кассета; 18 —
тележка; 19 — цистерна ЦЖУ-2М; 20 — аппараты аммиачной
холодильной установки; 21 — помещение начальника
установки; 22 — бытовые помещения; 23 — электрощитовая; 24 —
отделение производства сухого льда.
специальных очистительных фильтров и
системы их регенерации.
Схема производства сухого льда представлена
на рисунке.
Сжиженный углекислый газ под давлением до
25 кгс/см2 привозят в транспортной
изотермической цистерне типа ЦЖУ-2М, из которой
переливают в сосуды-накопители 1 типа НЖУ-8,
для чего устанавливают автомашину на
платформе высотой 0,5 м и соединяют емкости
жидкостными и газовыми трубопроводами.
Из накопителя, а в случае необходимости
непосредственно из транспортной емкости,
сжиженный углекислый газ поступает в
промежуточные сосуды 2. Жидкость подается через
дроссельные вентили, с помощью которых ее
давление снижается до 6—8 кгс/см2. Образующиеся
в процессе дросселирования пары отсасываются
второй ступенью компрессора 3. Из
промежуточных сосудов сжиженного газа С02 сливается
в льдоформы 4. В результате снижения давления
в льдоформе ниже давления тройной точки
образуются снежная масса, которая уплотняется под
давлением промежуточного сосуда и
превращается в сухой лед, и пары, отсасываемые первой
ступенью компрессора. Обычно компрессор
2УАП подключается к четырем — пяти льдо-
формам. В этом случае к всасывающей линии
первой ступени компрессора подается «свежий»
углекислый газ, количество которого
определяется разностью между производительностью
первой ступени и количеством отсасываемого из
льдоформ газа С02.
В рассматриваемой схеме первая ступень
компрессора работает только на газе, отсасываемом
из льдоформ, поэтому число льдоформ
увеличено до девяти.
При отключении нескольких льдоформ или
неодинаковом отсосе из них углекислого газа
во избежание образования вакуума на
всасывании первой ступени компрессора предусмотрен
байпас, регулирующий производительность.
Отсасываемый из льдоформ газ С02 с
температурой —78°С проходит по трубному
пространству кожухотрубного
теплообменника-рекуператора 5, охлаждая при этом теплые пары
СО2, поступающие после второй ступени
компрессора в межтрубное пространство аппарата.
В результате теплообмена в рекуператоре
снижается тепловая нагрузка на конденсатор С02 —
испаритель NH3.
После сжатия в первой ступени компрессора
С02 охлаждается водой в холодильнике первой
ступени 6 до температуры 30°С и направляется
в буферный сосуд 7, в котором смешивается с
парами С02, отсасываемыми из промежуточных
сосудов. Перед буферным сосудом, служащим для
«глушения» возможных пульсаций газа и
выравнивания давлений двух газовых потоков, на
обшей линии отсоса устанавливается клапан,
обеспечивающий давление «после себя» не выше
5,6 кгс/см2, что регламентируется конструкцией
компрессора. Затем С02 сжимается второй
ступенью компрессора до давления, величина
которого определяется температурой кипения
жидкого аммиака, подаваемого в трубное
пространство конденсатора С02 — испарителя NH3 8,
и через холодильник второй ступени 9 и
рекуператор 5 поступает на конденсацию.
Сжиженный С02 из конденсатора С02 — испарителя
NH3 сливается в накопители.
Схема установки позволяет использовать
конденсатор С02 — испаритель NH3 в качестве
сухопарника-накопителя и снизить в хранилище
давление сжиженного С02. Снятие теплоприто-
ков достигается работой машины УЖС только
в холодильном цикле с помощью
горизонтальных аммиачных цилиндров компрессора. При
этом вертикальные цилиндры работают в
замкнутом цикле с помощью байпасной линии,
соединяющей линию нагнетания второй ступени с
линией всасывания первой ступени компрессора.
Для обеспечения возможности работы
компрессора только в холодильном цикле на группе
углекислотных цилиндров установлено байпас-
ное устройство, перепускающее углекислый газ
со стороны нагнетания второй ступени
компрессора на сторону всасывания первой ступени.
После снижения давления в накопителе до
величины, равной давлению нагнетания С02,
открывается обратный клапан, установленный
перед конденсатором С02 — испарителем NH3,
перекрывается байпасный вентиль, углекислый
газ направляется на конденсацию, а затем
сливается в емкость.
Аммиачная часть установки работает по
обычной схеме двухступенчатой холодильной
машины с промежуточным сосудом. Схема позволяет
получать температуру кипения хладагента в
конденсаторе С02 — испарителе NH3, равную
—38 -= 40°С, при этом температура
конденсации СО2 составляет —33 -. 35°С.
В отличие от производства сухого льда из
дымовых газов, пуск установки и выход ее на
39

нормальный режим могут осуществляться
достаточно быстро. Поэтому для обеспечения
небольшой суточной потребности в сухом льде
установка может работать периодически.
Предусмотренное льдохранилище емкостью 8 т
позволяет на время полностью останавливать
производство. В схеме установки разработаны
контроль и автоматизация основных
технологических процессов.
Уровень жидкости в углекислотных и
аммиачных аппаратах контролируется
полупроводниковыми реле уровня типа ПРУ-5. Реле
регулируется соленоидными вентилями,
устанавливаемыми на линии подачи. Об аварийных
уровнях во всех аппаратах сигнализируют световые
и звуковые устройства на щите управления в
помещении КИП и на щите сигнализации в
отделении производства сухого льда.
Давление всасывания первой ступени сжатия
углекислого газа контролируется
электроконтактными мановакууметрами, установленными
после рекуператора. При падении давления
всасывания до 0,1 кгс/см2, что может быть
вследствие недостаточного количества отбираемого
из льдоформ СО2, открывается
соленоидный вентиль, установленный на линии отсоса
из промежуточных сосудов, который
пропускает газ через регулятор давления «после себя»
в первую ступень компрессора.
При снижении давления всасывания до
давления ниже атмосферного подаются аварийные
световые и звуковые сигналы и отключается
компрессор. Если давление повышается до
0,3 кгс/см2, соленоидный вентиль закрывается.
При дальнейшем повышении давления
всасывания включается аварийная сигнализация.
Электроконтактные манометры, установленные
на буферном сосуде, контролируют давление
СО2 на линии всасывания второй ступени
компрессора. Один датчик подает на щит аварийный
сигнал, а другой управляет работой
соленоидного вентиля на линии отсоса С02 из
промежуточных сосудов.
Нормальный режим работы установки после
ее длительной стоянки, которая может привести
к повышению давления в накопителях,
обеспечивается отключением углекислотных
цилиндров, что достигается автоматическим открытием
соленоидного вентиля на байпасной линии
высокой ступени компрессора.
Защита! компрессор а' осуществляется при
следующих отклонениях от нормального режима
работы по С02 и NH3: понижении давления
всасывания первой ступени; повышении
давления и температуры нагнетания первой и
второй ступеней; отсутствии протока воды в
рубашках; аварийном уровне в аммиачном
промежуточном сосуде и отделителе жидкости;
нарушении в системе смазки механизма движения.
Процесс заполнения промежуточных сосудов
сжиженным СО2 регулируется автоматически в
зависимости от давления в них, которое
поддерживается в пределах 6—9 кгс/см2 с помощью
регулирующего вентиля с приводом и соленоидного
вентиля на линии отсоса к компрессору.
Блокируется аппарат по высокому уровню в нем
жидкого С02.
Предусмотрена механизированная
транспортировка, загрузка в льдохранилище и выдача
потребителям сухого льда. Готовый блок сухого
льда выпадает из полости льдоформы
непосредственно в съемную кассету с четырьмя
отделениями, установленную на специальной
платформе. Платформы движутся под льдоформами
вдоль их оси по утопленным в полу
направляющим.
Заполненная четырьмя блоками сухого льда
кассета подкатывается под электрическую таль,
с помощью которой она снимается с платформы
и направляется для укладки в корзину,
погружаемую в двухъярусное льдохранилище. Для
выдачи сухого льда потребителям корзина с
кассетами извлекается из льдохранилища и
вывозится той же электрической талью через
специальный дверной проем из здания и
устанавливается на платформе автомашины, на которой
выгружается готовая продукция.
Сухой лед можно также транспортировать в
изотермических контейнерах различной емкости
конструкции ВНИХИ.
Для размещения установки требуется здание
размерами в плане 18X12 м (см. рисунок, б),
которое разделяется на два отсека: отделение
производства сухого льда и вспомогательный.
Основные показатели сухоледной установки
Производительность, кг/ч 330
Расход воды, м3/ч
на технические нужды 7
на хозяйственно-бытовые нужды 0,06
Установленная мощность
электрооборудования, кВт 86
Численность обслуживающего персонала 6
Площадь здания (в строительных осях), м2 216
Себестоимость 1 т сухого льда, тыс. руб. 0,165
Стоимость строительства, тыс. руб. 102,5
В дальнейшем при решении технологических
схем производства сухого льда из привозного
сжиженного газа С02 следует создавать
автономные установки с использованием в них
бессмазочных компрессоров меньшей
производительности для сжатия только углекислого газа
и с применением для низкотемпературной
конденсации СО 2 автоматизированных фреоновых
холодильных машин.
40

Широкое внедрение подобных агрегатов будет
эффективным благодаря более полному исполь-
з ованию действующих углекислотных
производств, позволит ликвидировать дефицит по
сухому льду и повысить рентабельность выпуска
мороженого и других замороженных продуктов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Пименова Т Ф. Состояние и перспективы
развития производства сухого льда и сжиженного углекислого
газа в СССР. — «Холодильная техника», 1973, № 10,
с 1—5.
2ГродникМ. Г., Величанский А. Я-
Проектирование и эксплуатация углекислотных установок.
М., «Пищевая промышленность», 1966.
УДК 551.345
Исследование эффективности способов защиты грунтов основания
холодильников от промерзания
A. Я. ГИММЕЛЬФАРБ, канд. техн. наук А. Г. ГИНДОЯН
B. Т. ХОДЫРЕВА
ЦНИИпромзданий
В практике строительства холодильников для
защиты грунтов основания от промерзания
применяются: система труб с циркуляцией теплого
воздуха или циркуляцией теплого водного
раствора этиленгликоля, электрообогрев и
проветриваемое подполье.
Устройство проветриваемого подполья и
применение этиленгликоля не связаны с
энергозатратами. При обогреве грунта системой труб,
заложенных в бетонную плиту, используют
водный раствор этиленгликоля, подогреваемый
в теплообменнике за счет тепла перегретых паров
аммиака. В отечественной практике при
строительстве холодильников предусматривают, как
правило, электрообогрев грунта. За рубежом
используются электрообогрев и трубные
системы.
ЦНИИпромзданий исследованы основные
способы защиты грунтов от промерзания
применительно к наиболее распространенным, а
также перспективным объемно-планировочным
и конструктивным решениям холодильников
штщ
и
1
\
т
V
1
L _» I
\1
1-1
-ЙК.
/-/
Ш
щ
r-f?t
ШЙЗ&_.
Варианты объемно-планировочных и конструктивных решений холодильников емкостью 17 тыс. м3:
1 ^ xPaHeH1je грузовых пакетов в штабелях с обслуживанием вилочными погрузчиками, высота камер 6 м, площадь охлаждае-
Ц ™ С И 8° М' стР°ительный объем 46 500 м3, удельная площадь 0,304 м2/м3 грузового объема; // - хранение грузовых
пакетов в проходных стеллажах, оборудованных контейнерами с приводом или гравитационного типа, высота камер 9 м
площадь охлаждаемой части 3200 м2, строительный объем 35 500 м3, удельная площадь 0,188 м2/м3; ///-хранение грузов в
крупных контейнерах с обслуживанием мостовым краном, высота камер 14 м, площадь охлаждаемой части 1290м2, строительный
ооъем 2Ь 120 м , удельная площадь 0,102 m2/iv;3; IV — хранение грузовых пакетов на высотных стеллажах с обслуживанием
штабель-кранами, высота камер 22 м, площадь охлаждаемой части 3000 м2, строительный объем 66 000 м3, удельная площадь
41

с хранением грузов в пакетах на поддонах для
условий строительства в разных климатических
зонах страны.
Методика исследования предусматривает связь
способов защиты пучинистых грунтов от
промерзания с затратами на производство тепла и
холода в различных районах, а также с вариантами
объемно-планировочных решений и степенью
оснащения средствами механизации погрузоч-
но-разгрузочных операций.
Для оценки факторов технологического,
строительного и эксплуатационного характера
был применен метод приведенных затрат,
позволивший объективно оценить варианты
решений. Все показатели рассчитывались на 1 м3
грузового объема, что обеспечило
сопоставимость вариантов объемно-планировочных
решений.
В единовременных капитальных вложениях
для различных объемно-планировочных
решений учитывались затраты на средства
механизации погрузочно-разгрузочных работ и
оборудование для обогрева грунта.
В эксплуатационные расходы входили
стоимость производства тепла и холода, стоимость
электроэнергии, заработная плата
обслуживающего персонала, амортизационные отчисления.
Для сравнения приняли холодильник
емкостью 17 тыс. м3 (примерно 6 тыс. т условной
емкости), температура в камерах хранения
—18°С.
Варианты объемно-планировочных и
конструктивных решений (см. рисунок)
предусматривают различную компоновку и степень
оснащенности средствами механизации, что
определяет высоту складирования и степень
компактности здания в плане, которые влияют на
тепловые потери через наружные ограждения и
выбор способа обогрева грунта.
Проведенные исследования и расчеты показали
следующее. При варианте /
объемно-планировочных решений требуется меньше всего
затрат на средства механизации (в 2,5—3,5 раза),
однако в 3,5—4 раза больше обслуживающего
персонала, поэтому годовые затраты на
заработную плату в расчете на 1 м3 грузового объема
в 2,5—4 раза больше, что существенно влияет
на величину приведенных затрат. В табл. 1
указаны приведенные затраты, отнесенные к
1 м3 грузового объема.
Во всех вариантах следует отметить
незначительное влияние способа защиты грунта от
промерзания на величину единовременных
затрат, отнесенных на 1 м3 грузового объема:
/_1_5%, //—0,5—3%,///—0,5—2,5% и IV —
0,5—3,5%.
Общие годовые эксплуатационные расходы,
отнесенные к 1 м3 грузового объема, в районах
42
К
ч
О О)
3 cQ
03 о
CD
СМ
о
о >>° н „
ч: Z и ° <а
rt ч » о м
03 pa
СП
О
00
сп Is-
сч
ю
CD
о О
о си
fct CQ
CU О
Э К
К к
ЛК -
с со 2
аз
о н
3 и 5
5 И
д
^
СП
(СП
00 СО
1*- I4-
Is- С--
—< О
оо сп
^ t^
СП t4-
00 t^
*•
GO СП
CD Ь-
g 0>0>
OCO
^fC4
О
55
о
X
о
1=3
^ IZ, Л
^
со
см
СП 00
— сч
4f "ф
Г-* ,—I
CD Tf
О СП
^00
~^ *-*
, ^_, О
ю
18,7
г^
24,5
rt*
О
со
^f сп
^ t^
^^ ,—«
'— —¦
Ю CD
CD LO
—н »—<
—' ^
СЧ СО
CD 1--
^¦ч -^
—« —.
О) Tf
СП СП
CD CD
"~~' ~^
О СЧ
—• СЧ
t^ t^
сп оо
CD CD
—« —.
—< cD
СП 00
CD CD
~^ _<
IS- СЧ
C^ l^
^ rh
-^ w-4
CD Tf
О СЧ
1ГЫО
*-i П«
00 CD
rf Th
*"-' ' '
—« —« CQ
—I *-4 Л
—i 00
*¦ Е- Н
о ОО
со,

со среднегодовой температурой наружного
воздуха 0°С и ниже наименьшие в варианте
/// (9,46 руб/м3) и наибольшие A5,05) в
варианте /, т. е. выше на 59%. Те же расходы в
районах со среднегодовой температурой наружного
воздуха от 1°С и выше имеют наименьшую
величину также в III варианте планировки здания
F,61—6,79), а наибольшую во // варианте
(9,25—9,42), т.е. выше на 36—40%. В этих
районах незначительно влияние способа защиты
грунта на общие эксплуатационные расходы
для каждого из вариантов планировки: / —
1—4%, // — 0,5—2%, /// — 2,5-3%, IV —
практически не влияют. Наименьшие величины
п в э
Эксплуатационные расхо- I 3,20 I 3,63 I 4,11
ды
Единовременные затраты 161,20 53,62 52,10
Приведенные затраты 22,54 10,06 10,36
Как видно, по единовременным затратам
наиболее дорогой является конструкция с
проветриваемым подпольем F2 руб/м2), а самой
дешевой— с электрообогревом E2 руб/м2). При
пересчете на 1 м3 грузового объема разница в
стоимости во всех вариантах равна 1—3 руб.
В табл. 3 даны приведенные затраты на
устройство пола (в рублях на 1 м3 грузового
объема).
В указанных технико-экономических расчетах
(см. табл. 1) не учитывались различия в сроках
службы и стоимости капитальных ремонтов
зданий с различными способами защиты грунтов
Таблица 3
объемно-
чных
Варианты
планирово
решений
I
II
III
IV
Приведенные затраты на устройство полг (руб/1 м3) для
районов строительства с различной среднегодовой
температурой наружного воздуха (°С) и способами
защиты грунтов
от 0 и
ниже
П
6,85
4,24
2,31
3,99
от 1 до 8
В
3,06
1,82
1,03
1,78
Э
3,15
1,95
1,06
1,83
п
3,16
1,94
1,06
1,84
Эг
3,06
1,89
1,03
1,78
от 9 и выше
В
2,96
1,83
1,00
1,72
Э
2,96
1,83
1,00
1,73
п
3,31
2,04
1,11
1,93
Эг
2,99
1,85
1,01
1,74
эксплуатационных расходов в этих районах при
всех вариантах планировок получены при
использовании систем с циркуляцией этиленгли-
коля в трубах.
Во всех вариантах объемно-планировочных
решений отмечается незначительное увеличение
приведенных затрат в зданиях с проветриваемым
подпольем — на 1,5—4,5%. Однако этой
разницы может не быть при совершенствовании
конструкции пола с проветриваемым подпольем
путем уменьшения единовременных затрат.
В табл. 2 даны приведенные затраты и их
составляющие на устройство пола (в рублях
на 1 м2 пола).
Таблица 2
П Эг В Э П Эг
2,88 3,41 3,30 3,50 3,44 | 3,19
62,00 55,49 53,62 I 52,10 62,00 55,49
10,32 10,06 9,73 9,75 10,88 9,84
от промерзания. По имеющимся данным,
строительные конструкции холодильников с
электроподогревом в ряде случаев через 5—6 лет
эксплуатации деформировались в результате
пучения грунтов и потребовали дополнительных
затрат на капитальный ремонт. Кроме того,
вынужденные простои холодильников приносят
большой ущерб народному хозяйству.
Конструкцию проветриваемого подполья
можно отнести к более универсальному решению,
обеспечивающему большую, по сравнению с
другими способами защиты грунтов, надежность и
долговечность как конструкции пола, так и
здания в целом. Учитывая это, при подсчете
расходов (см. табл. 2 и 3) по эксплуатации
конструкции с проветриваемым подпольем
амортизационные отчисления на капитальный ремонт
приняты в 1,5 раза меньше, чем для конструкции
с обогреваемыми полами.
Приведенные затраты на устройство пола при
проветриваемом подполье в зоне с температурой
3°С и ниже уменьшаются по сравнению с
электроподогревом. То же относится и к приведенным
затратам, отнесенным к 1 м3 грузового объема.
В этой зоне для всех вариантов
объемно-планировочных решений они практически одинаковы
с затратами на электрообогрев.
Показатели
Приведенные затраты и их составляющие на устройство пола (руб/1 м2) для районов
строительства с различной среднегодовой температурой наружного воздуха (°С)
и различными способами защиты грунтов
от 0 и ниже
от 1 до 8
от 8 и выше
43

Проведенные исследования позволяют
сделать следующие выводы.
Холодильник с высотой камер 14 м и
хранением грузов в крупных контейнерах во всех
районах страны имеет наименьшие приведенные
затраты. Особенно перспективен этот тип
холодильника на Севере, при строительстве в
трудных природных условиях и наличии дефицита
рабочей силы. Второе место по этим показателям
занимает холодильник с высотой камер 22 м,
более универсальный по условиям эксплуатации.
Применение того или иного способа защиты
грунтов от промерзания не является решающим
фактором при выборе объемно-планировочного
решения. Близкие значения приведенных затрат
при системах обогрева позволяют рекомендовать
Канд. техн. наук В. Л. ВОСКОБОЙНИКОВ,
канд. техн. наук 3. А. КАЦ, А. И. МАНУЙКО,
Н. П. КОЛЬЦОВА, Т. С. ЗАХАРЕНКО
Всесоюзный научно-исследовательский институт
консервной и овощесушильной промышленности
В последние годы все чаще применяются методы
обезвоживания замороженных влагосодержащих
пищевых продуктов. К этим методам можно
отнести вакуумную и атмосферную
сублимационную сушку [1], извлечение ценных веществ,
например красителей, из отходов пищевых
производств [2], а также получение пористых
крахмалов [3] и выпуск быстровосстанавливае-
мых сушеных картофеля и овощей по способу
В НИИ КОП. В каждом отдельном случае воду
кристаллизуют с различной целью: при
сублимировании продуктов (фрукты, ягоды, овощи,
мясо) стремятся сохранить их нативные
свойства, при извлечении ценных веществ из
пищевых отходов в процессе кристаллизации
концентрируют растворы и, наконец, при
получении пористых крахмалов и быстровосстанавлива-
емых сушеных картофеля и овощей стремятся
изменить структуру материала, чтобы
обеспечить его быстрое оводнение или заполнение
требуемым раствором.
Исследование кинетики сушки контрольных
образцов картофеля и овощей, а также
предварительно замороженных и оттаянных показы-
применение трубной системы с циркуляцией
этиленгликоля, не связанной с дополнительными
энергозатратами.
Конструкция полов с проветриваемым
подпольем по приведенным затратам является
конкурентной с обогреваемыми полами при учете
срока службы конструкций. Однако ремонтно-
пригодность этой конструкции, широкие
возможности привязки в тяжелых
гидрогеологических условиях, в районах вечной мерзлоты,
большее соответствие повышенным требованиям
к степени капитальности зданий в условиях
длительного срока службы делают ее
предпочтительной по сравнению с конструкцией с
обогреваемыми полами.
вает, что в процессе замораживания нарушается
первоначальная структура объекта и
уменьшается его водоудерживающая способность.
Установлено, что условия замораживания
существенно влияют на интенсивность процесса
сушки и свойства высушенного продукта,
характеризующие его восстанавливаемость
(форму, пористость, коэффициент набухания,
усадку и пр.). Рациональные режимы заморажива-
вания целесообразно подбирать путем
сопоставления интенсивности процесса сушки и
качества получаемых продуктов.
Продолжительность сушки продукта зависит от его водо-
удерживающей способности, которая
определяется методом центрифугирования
где В — водоудерживающая способность, %,
/Иф — масса фугата, г;
MCi 0 — масса сухого остатка, удаляемого
центрифугированием, г;
М — масса воды в образце, г.
Показатель В применялся и ранее [4—7] для
оценки режимов замораживания, однако
исследователи изучали изменение водоудерживающей
способности продуктов с точки зрения
сохранения первоначальной структуры ткани.
УДК 664.8.037
Определение водоудерживающей способности картофеля и моркови после
их замораживания и дефростации
44

В настоящей работе оценивалось влияние
режима предварительного замораживания
картофеля и овощей на изменение
водоудерживающей способности материала.
Технологическая обработка продуктов
проводилась следующим образом:
картофель сорта Лорх — мойка, чистка,
резка на кубики (8X8X8 мм), бланширование в
кипящей воде в течение 7 мин, замораживание
при —8 и — 18°С, дефростанция на воздухе при
комнатной температуре в течение 1—1,5 ч;
морковь сорта Каротель и Нантская — мойка,
обрезание кончиков, бланширование в кипящей
воде в целом виде в течение 15 мин, чистка,
резка на кубики (8X8X8 мм), замораживание при
—8 и —18°С, дефростация на воздухе при
комнатной температуре в течение 1—1,5ч.
В качестве объектов исследования
использовали продукты урожая 1973 и 1974 гг. с
различными сроками хранения. Содержание влаги в
моркови и картофеле в процессе
предварительной подготовки (бланширования и
замораживания) изменялось не более чем на 2%. Морковь
и картофель замораживали в холодильной
камере типа НКР при скорости охлаждения 0,2 и
0,8°С/мин, причем конечная температура
продукта составляла соответственно —8 и —18°С.
Метод исследования заключается в отделении
на центрифуге ЦПС-31 слабоудерживаемой
влаги из предварительно обработанного продукта.
Для определения оптимальной частоты вращения
ротора центрифуги одинаковые навески
бланшированного, замороженного и дефростированного
картофеля центрифугировали в течение 20—
30 мин при различной частоте вращения ротора.
Наиболее благоприятный режим выбран на
основании полученных зависимостей [5]
количества фугата от частоты вращения ротора
центрифуги (рис. 1, а) и от времени
центрифугирования (рис. 1,6), а именно: п = 3000 об/мин,
т = 10 мин.
При определении водоудерживающей
способности подготовленный продукт помещали в
сетчатый стакан и вставляли в полиэтиленовый
пенал, который, в свою очередь, устанавливали
в карман ротора центрифуги ЦПС-31. Сетчатый
стакан применяли в экспериментах для
получения точного количества фугата, который
собирался на дне полиэтиленового пенала.
Одновременно центрифугировали четыре образца,
расположенных крестообразно в роторе аппарата.
Полиэтиленовые пеналы, сетчатые стаканы, фу-
гат и продукт взвешивали на аналитических
весах с точностью до четвертого знака.
Количество сухих веществ в фугате определяли
обезвоживанием до постоянной массы.
ФЛ\
и IO00 2000 ЗОО0 ШО л, at/мин
во\—¦—| 1 1 1 1 1 гп
20\
О 2 4 6 8 W 72 <?,мин
б
Рис 1. Зависимость количества фугата Ф от частоты
вращения центрифуги п (а) и времени центрифугирования т
при п = 3000 об/мин (б).
Результаты проведенных исследований
представлены на рис. 2.
Как видно из рис. 2, количество слабо-
удерживаемой влаги, удаляемой из свежего
продукта центрифугированием, колеблется в
пределах 0,03—0,13%. После бланширования,
последующего замораживания и оттаивания
количество фугата резко увеличивается, а водо-
удерживающая способность продуктов
уменьшается, причем скорость замораживания
продуктов существенно влияет на величину этого
параметра. Например, уменьшение скорости
замораживания в 4 раза приводит к снижению
водоудерживающей способности картофеля в
среднем на 33% и способствует быстрому
восстановлению сухого продукта.
Продукты, замороженные со скоростью
0,2°С/мин и имевшие конечную температуру
—8°С, при последующей (после оттаивания)
конвективной сушке на обычном сушильном
оборудовании приобретают следующие свойства.
Коэффициент набухаемости у картофеля
повышается до 3,7, у моркови — до 3,8—3,9, что
соответственно на 30 и 15% больше, чем у
картофеля и моркови, не подвергавшихся
предварительному замораживанию. Время
восстановления сушеных овощей, обработанных холодом,
сокращается для картофеля в 12,5 раза, для
моркови — в 4 раза. Интенсификация процесса
замораживания (скорость его 0,8°С/мин)
нежелательна, так как приводит к увеличению
времени конвективной сушки и восстановления
высушенных продуктов.
45

Рис. 2. Зависимость водоудерживающей способности В
картофеля (а) и моркови (б) от способа обработки:
а — картофель: / — свежий {В = 98,94%); 2 —-
бланшированный (80,72%); 3 — замороженный при —8°С C8,72%); 4 —
замороженный при —18°С F1,39%); 5 — сушеный с
предварительным замораживанием до —8°С F7,52%); 6 — сушеный с
предварительным замораживанием до —18°С G6,18%);
б — морковь (обозначения те же, что в п. а): 1 — В = 99,97%;
2 — 63,36%;.? — 3S.23%;4 — 42,37%; 5 — 70,14%; 6 —72,99%.
Заштрихованные секторы — водоудерживающая способность.
Таким образом, применение низких скоростей
замораживания позволяет получить
минимальные значения водоудерживающей способности
картофеля и моркови, т. е. достичь
максимального разрушения их клеточной структуры
кристаллами льда. При этом обеспечивается
сокращение продолжительности процесса
конвективной сушки и быстрое восстановление сухого
продукта.
I Параметр водоудерживающей способности
позволяет с достаточной надежностью оценить
режим замораживания тканей растительного
происхождения для целей их последующей
сушки.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гуйго Э. И., Журавская Н. К-, К а у х -
чешвили Э. И. Сублимационная сушка в пищевой
промышленности. М., «Пищевая промышленность», 1972,
2. Экономическая эффективность получения
натуральных красителей из отходов окрашенных ягод для
плодовоягодных киселей. — Труды ВНИИКОП,
т. XVII, М., «Пищевая промышленность», 1973. Авт.:
Ф. Г. Нахметов, Г. Ф. Заглодин, М. Л- Фрумкин,
М. А. Чаплин.
3. Оленева Г. Е., Чижов Г. Б. Получение
пористых крахмалов методом замораживания крахмальных
гелей. —«Холодильная техника», 1971, № 9, с. 40—44.
4. Кротов Е., Федюнина И. Влияние
замораживания на прочность связи воды в растительных тканях.—
«Холодильная техника», 1971, № 12, с. 35—36.
5. Rahman A. e t а 1. — «J. of Food Sci.», 1971,
vol. 36, pp. 500—502.
6. Дербеденева З. А. Влияние различных методов
замораживания на структуру ткани земляники. —
«Холодильная техника», 1969, № 4, с. 40—44.
7. Кротов Е. Г., Дербеденева 3V А. Влияние
замораживания на влагоудерживающую способность тка -
ни земляники. —«Холодильная техника», 1972, №9,
с 45—48.

УДК 637.514'62.03:637.5.037]-.661.938
Изменение цвета мышечной ткани охлажденного мяса при хранении
в атмосфере газообразного азота
Канд. техн. наук Л. В. КУЛИКОВСКАЯ,
канд. техн. наук А. И. ПИСКАРЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной (промышленности
Увеличение сроков хранения охлажденного
мяса при сохранении его качества — одна из
важных проблем в решении задачи снабжения
населения этими продуктами. Возможность
совершенствования условий хранения охлажденного
мяса с помощью холода весьма ограничена.
Поэтому уже давно ведутся поиски и исследования
по использованию дополнительных к холоду
средств, способствующих решению этой задачи.
Одна из причин снижения товарного вида
охлажденного мяса при хранении — изменение
цвета его поверхности. Внимание исследователей
направляется на устранение или замедление
действия факторов, вызывающих эти изменения.
На изменение цвета мяса оказывают влияние
температура, величина парциального давления
кислорода, количество и видовой состав
микрофлоры, активность дыхательных ферментов
и т. д.
Цвет мяса обусловлен в основном наличием
пигмента мышечной ткани — миоглобина, а
гемоглобин — пигмент крови почти не влияет на
окраску хорошо обескровленного свежего мяса.
Оба эти пигмента обратимо реагируют с
кислородом, образуя соответственно окснмио- и окси-
гемоглобин.
При длительном воздействии кислорода на
мышечную ткань происходит окисление
миоглобина в метмиоглобин. Последний придает
мышцам коричневый цвет, что значительно
ухудшает товарный вид мяса. Условия и
интенсивность протекания взаимопревращений гемовых
пигментов подробно исследованы рядом авторов.
Мнения исследователей о влиянии на качество
мяса хранения его в атмосфере азота весьма
противоречивы. Так, Бомар [1 ] не нашел явных
преимуществ применения атмосферы азота для
сохранения цвета поверхности мяса по
сравнению с хранением мяса на воздухе, а Похья [2]
отмечает, что применение атмосферы азота
только на 3—4 дня позволяет удлинить срок
хранения мяса при температуре 0,5°С по сравнению
с обычными условиями хранения мяса на
воздухе.
Партманн с соавторами [3], изучавшие
влияние регулируемой газовой атмосферы
различного состава на изменение цвета и микрофлоры
мяса при температуре хранения 3 и 7°С,
установили, что наиболее благоприятное действие на
цвет мяса оказывает атмосфера 100%-ного азота.
Применение атмосферы, содержащей С02,
приводило к потемнению поверхности мышечной
ткани мяса. Прендль [4], проводивший опыты
по транспортировке охлажденного мяса в
атмосфере азота, считает, что этот способ
исключительно пригоден для сохранения цвета
поверхности мяса.
Борчертс с соавторами [5] указывают, что
способ охлаждения и хранения свинины в
атмосфере азота позволяет значительно повысить
качество мяса и способствует предотвращению
появления бледной окраски свинины.
Ранее авторами [6, 7] установлено, что
атмосфера газообразного азота, содержащая 99%
азота, оказывает угнетающее действие на рост
и развитие аэробных психрофильных бактерий,
вызывающих порчу охлажденного мяса в
обычных условиях. Атмосфера, содержащая азот в
концентрациях 95 и 90%, не оказывает
существенного угнетающего действия на аэробные
психрофильные бактерии.
Авторы во ВНИХИ провели исследования по
хранению охлажденного говяжьего мяса в
атмосфере газообразного азота при температуре
0°С. Данная работа имела целью выяснить
влияние атмосферы газообразного азота
различной концентрации на изменение при хранении
цвета поверхности мышечной ткани мяса —
одного из важных показателей его качества.
Объектом исследования служили говяжьи
мышцы (Longissimus dorsi) от крупного рогатого
скота первой категории упитанности. Парные
мышцы охлаждали до температуры 0°С в толще
в течение 24 ч. Контрольные образцы мышц
хранили на воздухе при температуре 0°С,
опытные — в азоте концентрацией 90, 95, 99 и 99,8%
при той же температуре в течение 20 суток в
герметичных контейнерах, разработанных
лабораторией конструирования приборов
автоматики ВНИХИ (автор — канд. техн. наук
А. Г. Ротенберг). Состав газовой среды
устанавливали газоанализатором ВТИ-2.
Цвет поверхности мышечной ткани
определялся перед закладкой на хранение, а затем
через 3, 6, 9, 12 и 20 суток хранения с помощью
спектрофотометра СФ-10 в видимой области
47

спектра с диапазоном длин волн от 400 до
750 мкм, используя шкалу оптической плотности.
Для объективной оценки изменения цвета
мяса был принят метод определения
процентного соотношения различных форм гемопигмен-
тов в поверхности мышечной ткани по Дину и
Боллу [8] с некоторыми модификациями Снай-
дера и Стюарта [9].
При переводе величины оптической плотности
в коэффициент отражения были использованы
данные Н. Н. Крыловой и Ю. Н. Лясковской
[10].
После 20-суточного хранения в атмосфере
азота мясо выдерживали на воздухе при
температурах 0, 4 и 18°С в течение 1, 3 и 10 ч.
В связи с участием дыхательных ферментов,
в частности, сукциндегидрогеназы в
окислительно-восстановительных процессах исследовали
активность этого фермента гистохимическим
методом в модификации Пирса [11].
Проведенные спектрофотометрические
исследования, выраженные соотношением
производных миоглобина (см. рисунок), позволили
установить, что непосредственно после забоя
животного поверхность мышечной ткани парного
мяса содержит преимущественно восстановленную
форму миоглобина и окрашена в пурпурно-
красный цвет. Охлаждение мяса в течение 24 ч
вызывало заметное увеличение оксигенирован-
ной формы миоглобина до 90% и снижение его
Продолжительность хранения, сутки
Соотношение форм миоглобина (Мв — миоглобин, Мв02 —
оксимиоглобин и MtMe — метмиоглобин) при хранении
охлажденной говядины в атмосфере с концентрацией
азота 90, 99,8% и в воздухе:
/ _ парное мясо; // — охлажденное мясо; /// — в воздухе;
IV — в атмосфере с концентрацией азота 90%; V — в атмосфере
с концентрацией азота 99,8%.
48
восстановленной формы до 10%, что привело к
образованию ярко-красной окраски поверхности
мяса.
Через трое суток поверхность мяса,
хранящегося на воздухе, имела ярко-красную окраску
и содержала около 55% оксимиоглобина.
К 6 суткам хранения поверхность мышечной
ткани мяса контрольных образцов содержала
около 13% метмиоглобина. К этому времени
наблюдалось увеличение миоглобина (до 70%)
за счет восстановления оксимиоглобина. Как
было установлено ранее [12], 75% кислорода,
связанного в оксимиоглобине, после
восстановления последнего используется на окисление
пигмента до метформы. Это положение было
подтверждено и в наших опытах, так как к
9 суткам хранения охлажденного мяса на
воздухе содержание метмиоглобина увеличивалось
до 50%, что оказывало существенное влияние
на окраску мышечной ткани. Соотношение гемо-
пигментов, когда окисленная форма составляет
более половины всего количества миоглобина,
способствовало развитию ярко выраженного
коричневого окрашивания поверхности мяса, что
было отмечено также и в более ранних
исследованиях.
В процессе дальнейшего хранения цвет
поверхности мяса, хранящегося на воздухе,
непрерывно ухудшается.
В гемопигментах охлажденного мяса,
хранившегося в атмосфере 99,8%-ного азота, отмечено
иное направление
окислительно-восстановительных реакций. Гемопигменты поверхности
мышечной ткани мяса, хранящегося в атмосфере,
содержащей 99,8% азота, представлены
восстановленной формой миоглобина, что и обеспечило
пурпурно-красную окраску мяса в течение всего
срока его хранения. По-видимому, в условиях
крайне низкого парциального давления
кислорода происходит процесс восстановления
пигмента. В этих условиях не наблюдается
дальнейшего окисления миоглобина, так как
концентрация кислорода слишком низка.
Применение 90%-ной концентрации азота
после 3-суточного хранения вызывало
окисление пигмента до метформы, достигающее
максимальной скорости, согласно Бруксу, при
давлении кислорода 44 мм рт. ст. Коричневая
окраска мяса сохранялась до конца хранения.
Однако после контакта этого мяса с воздухом в
течение 3 ч при температуре 18°С
первоначальный цвет его восстанавливается до вполне
приемлемого красного оттенка.
Скорость восстановления цвета мяса на
воздухе зависит от температуры воздуха и
величины рН мяса. Так, при температуре 18°С это
происходит в 2—3 раза быстрее, чем при
температуре 0 и 4°С. Мясо, имеющее рН в пределах

5,9—6,5, приобретало свою первоначальную
окраску через 3—6 ч выдержки на воздухе при
температуре 18°С, а мясо с рН 5,4—5,8 — через
10 ч при этой же температуре.
В процессе хранения охлажденной говядины
в атмосфере, содержащей 95% азота, наблюдали
восстановление метмиоглобина после 2—3 суток
хранения. Это явление связано с активностью
сукциноксидазной системы дыхательных
ферментов мяса. Ранее было высказано
предположение, что метмиоглобин может вовлекаться в
энзиматические реакции окисления. При этом
скорость восстановления метмиоглобина имеет
максимум при давлении кислорода 1,0—
1,4 мм рт. ст. [13]. Гистохимическими методами
исследования установлено, что активность
начального фермента сукциноксидазной системы —
сукциндегидрогеназы — остается на довольно
высоком уровне до конца 20-суточного
хранения мяса, благодаря чему, вероятно,,
парциальное давление кислорода падает.
В условиях крайне низкого парциального
давления кислорода, создаваемого
сукциноксидазной системой ферментов, метмиоглобин,
по-видимому, становится акцептором электронов в
окислительных реакциях, переходя при этом
в восстановленную форму.
Применение атмосферы, содержащей 99,8%
азота при температуре 0°С, способствует
сохранению пурпурно-красной окраски поверхности
мышечной ткани мяса в течение 20 суток, при
этом пигменты представлены восстановленной
формой миоглобина.
Контрольные образцы говядины, хранившиеся
на воздухе при такой же температуре, к 9
суткам хранения имели коричневую окраску
вследствие образования метмиоглобина.
В процессе хранения охлажденного мяса
в атмосфере, содержащей 95% азота, после
2—3 суток метмиоглобин восстанавливается.
Активность сукциноксидазной системы
дыхательных ферментов в мясе при хранении в атмосфере
азота с концентрацией 95% при температуре
0°С сохраняется на высоком уровне в течение
всего периода хранения, что способствует
восстановлению метмиоглобина и улучшению
товарного качества мяса.
Применение атмосферы, содержащей 90%
азота, приводит к образованию коричневой окраски
на поверхности мяса. При следующей выдержке
этого мяса на воздухе цвет его может
восстанавливаться. Степень восстановления зависит от
температуры воздуха, величины рН мяса и
продолжительности выдержки мяса на воздухе.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. В о тп а г М. — «Prumysl Potravin», 1967, vol. 18
№ 2, pp. 72—76. '
2.Pohja M.S., Alivaara A., Scrsavirta O.—
«Die Fleischwirtschaft», 1968, Februar Heft 2
S. 1142—1148.
3. Partmann W., Frank H. K-, Gut-
schmidt I. — «Die Fleischwirtschaft», 1970 No 9
S. 1205—1208, 1970, № 8, S. 1067—1072. ' " '
4. Prendll- Allgem. — «Fleischerzeitung», 1967,
5. В о г с h e r t L. L., В r i s k e у — «J. of Food
Science», 1964, 29, pp. 203, 207—210.
6. Куликовская Л. В., Баландина Г. А.
Влияние атмосферы газообразного азота на изменение
микрофлоры охлажденного мяса при хранении. —
«Холодильная техника», 1973, № 3, с. 45—47.
7. Куликовская Л. В., Поварчук М. М.,
Ш а в р а В. М. Применение жидкого азота для
охлаждения транспортных средств при перевозках пищевых
продуктов. — «Холодильная техника», 1975, № 5
с. 41—43.
8. Dean R. W./B а 1 1 С. О. — «Food Technology»,
1960, vol. 14, p. 271.
9. S ny d e r H. E. — «J. of Food Science», 1965, 30,
p. 457.
10. К р ы ло в а Н. Н., Л я с к о в с к а я Ю. Н.
Физико-химические методы исследования продуктов
животного происхождения. М., «Пищепромиздат,» 1961.
11. Пирс Э. Гистохимия. М., «Иностранная
литература», 1962.
12. G i 1 g а I. — «Prumysl Potravin», 1963, vol. 14, p. 519.
13. L a n d г о с k A. H., Wallace С. Н. — «Food
Technology», 1955, vol. 9, p. 194.

ОБМЕН ОПЫТОМ
Подвесной тросовый конвейер конструкции
ЛТИХП* предназначен для перемещения по
горизонтальным подвесным путям полутуш мяса,
подвешенных на однороликовых троллеях.
Грузы транспортируются по схеме: рабочий ход —
остановка — рабочий ход, при соответствующих
движениях тягового органа: рабочий ход —
холостой ход — рабочий ход.
Рабочий ход тяговому органу сообщается
приводом, а холостой ход и натяжение троса
осуществляются натяжным устройством.
Наименьшая амплитуда раскачивания грузов
в момент их остановки обеспечивается при
постоянной скорости рабочего хода. Холостое
движение должно быть по возможности наименее
продолжительным.
В этом отношении целесообразно применять
гидропривод, обеспечивающий высокую скорость
холостого хода, надежную защиту от перегрузок
и легкость изменения скорости тягового органа.
В качестве рабочей жидкости может быть
рекомендовано авиамасло для гидросистем марок
АМГ-10 и АМГ-10Ф, допускающее практически
весь реально возможный температурный
диапазон эксплуатации в технологических цехах и
на холодильниках.
Недостатки гидропривода — относительная
сложность и сравнительно высокая f стоимость
комплектующего оборудования, его монтажа и
обслуживания.
Механический привод более прост. Его можно
изготовить в мастерских любого мясокомбината.
* К о л ч и н, А. И., Панин Г. М. — «Открытия,
изобретения, промышленные образцы, товарные знаки»,
1971, № 16. Авт. свид. № 303044.
Рассмотрим принцип действия и возможную
область использования тросового конвейера на
мясокомбинате или холодильнике.
На рис. 1 показан прямой участок подвесного
тросового конвейера.
На несущей балке 1 с помощью коротких
подвесок 2 укреплен рельс 3 подвесного пути, по
которому толкателями 5 транспортируются
троллеи 4 с мясными грузами. Вогнутая передняя
кромка а толкателей упирается в бугель троллея
во время рабочего хода. На холостом ходу
кромка Ь наезжает на бугель очередного троллея и
толкатель 5 поворачивается вокруг своей оси.
После того как острие с пройдет по всей ширине
бугеля троллея, произойдет обратный поворот
толкателя 5, и вершина d войдет в
соприкосновение с боковой поверхностью рельса. Осевые
усилия на толкатель передаются от втулки 6
троса 7. Последний с помощью серег 8 укреплен
на туго натянутой с помощью винтового
устройства (на рисунке не показано) струне 9 и таким
образом предохраняется от провисания. Струна 9
укреплена на подвесках 2 кронштейнами 10.
На рис. 2, а показан пример применения
тросовой конвейерной системы для обслуживания
холодильной камеры с параллельными
проходными нитками подвесных путей, на рис. 2, б —
для подвесных путей серпантинной трассы.
Около подвесных путей / располагается
тяговый орган 2, трос которого отводится через
блоки 3 к приводу 4 и натяжному устройству 5.
Для перевода троллей с одного прямого участка
на другой используются вводные б, выводные 7
и поворотные станции 8. Для аналогичной цели
служат поворотные барабаны 9 с шарнирными
толкателями.
Рис. 1. Прямой участок подвесного тросового конвейера.
УДК 621.867:725.42:621.561.59:637.5
ПРИМЕНЕНИЕ ТРОСОВЫХ
ТОЛКАЮЩИХ
КОНВЕЙЕРОВ
НА ХОЛОДИЛЬНИКАХ
МЯСНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
А. И. КОЛЧИН, Г. М. ПАНИН
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
50

Рис. 2. Тросовая ковейерная система для холодильной камеры с параллельными проходными нитками
подвесных путей (а) и для подвесных путей серпантинной трассы (б).
По сравнению с цепными толкающими
конвейерами тросовые намного легче, компактнее и
допускают применение группового привода,
вынесенного в удобное для обслуживания место.
К этому можно добавить более высокую
надежность эксплуатации при низких температурах в
холодильных и морозильных камерах,
обусловленную меньшей площадью соприкосновения
тягового органа с направляющим элементом
(струной).
По сравнению со штанговым тросовый
конвейер более легок, компактен, удобен при монтаже
и в связи с меньшей инерционностью допускает
более высокие скорости транспортировки.
Тросовый конвейер может применяться при
использовании коротких бесконвейерных
подвесок для подвесных путей в морозильных
камерах туннельного типа, для которых известные
в настоящее время штанговые конвейеры
практически неприменимы. Он также удобен и при
конвейеризации путей, геометрическая ось
которых несколько отклоняется от прямой линии
(±30 мм), т. е. в случае, когда штанговые
конвейеры также неприемлемы.
Важной особенностью проектирования
тросовых конвейеров является выбор соотношения
диаметров отводных блоков к диаметру троса
(как правило, равного 30), определяющий срок
его службы по условиям работы на выносливость.
Для тросового конвейера предпочтительно
использование стального оцинкованного троса,
надежно защищенного от коррозии.
Техническая характеристика тросового
конвейера приведена в таблице.
1 Длина прямого участка, м
Показатели
Вес тягового
органа, кг/пог. м
Средняя скорость,
м/с
рабочего хода
холостого хода
Шаг толкателя, мм
Потребная мощность
электродвигателя,
кВт
Усилие натяжного
устройства (вес
противовеса), кгс
Диаметр троса, мм
Величина хода
тягового органа у
привода
!
12,0
| ;
3,0
2,4
60
8,5—9,5
7,5—8,5
450—480
400—430
24,0 |
4,2—6,7
0,108
0,1—0,5
300/250
4,4
3,5
85
11,0—12,5
10,0—11,0
470—500
420—450
36,0
5,6
4,5
100
11,5—13,0
11,0—12,0
500—530
450—480
Примечание. В числителе приведены данные для
говядины в полутушах, в знаменателе — для свинины в полу
тушах.

УДК 621.5.048
Повышение эффективности работы испарителей с внутритрубным кипением
О. А. СЕРГЕЕВ, С. М. КИСЕЛЕВ
ВНИИхолодмаш
В испарителях нового типа с внутритрубным
кипением, входящих в состав водоохлаждающих
холодильных машин, используются медные
трубки с запрессованными внутрь звездообразными
алюминиевыми сердечниками (рис. 1).
Применение испарителей с внутритрубным кипением
вместо кожухотрубных позволяет сократить
массу и габаритные размеры теплообменной
аппаратуры за счет интенсификации теплообмена,
уменьшить в 4—6 раз количество заряжаемого
фреона, исключить повреждения аппаратов при
намораживании льда или кристаллогидратов на
поверхности теплообменных труб. Однако
несовершенство технологии изготовления этих
аппаратов может привести к повышенному
гидравлическому сопротивлению и заниженному
коэффициенту теплопередачи по сравнению с
расчетным.
В настоящее время при изготовлении
испарителей такого типа перед развальцовкой труб
в трубных решетках из труб высверливанием
с двух сторон удаляется сердечник на глубину
75—100 мм. После сверления на торцах
сердечников остаются заусенцы, которые
ухудшают параметры теплообмена в аппаратах.
Удаление заусенцев вручную малоэффективно и
весьма трудоемко.
Во ВНИИхолодмаше были опробованы
различные способы удаления заусенцев после
механической обработки (сверление,
фрезерование и пр.).
Из всех способов (дробометный, гидрообразив-
ный, термический, химический,
электрохимический, иглофрезерование) наиболее
предпочтительными являются электрохимический и способ
иглофрезерования.
Э'л ектрохимический способ
удаления заусенцев с поверхности торца
сердечника основан на анодном растворении металла
в движущемся электролите. Для этого
используется источник тока, насос и разработанные
институтом инструмент и приспособление для
крепления инструмента и обрабатываемой трубы.
Приспособление (рис. 2) состоит из основания,
двух стоек и двух крышек для крепления
обрабатываемой трубы, стойки и крышки для
крепления инструмента — катода и воронки для
слива электролита.
и Инструмент — катод (рис. 3) — состоит из
медного полого стержня с отверстиями в
торцевой части, изолятора, изготовленного из поли-
винилхлоридной трубки, штуцера и двух гаек
для зажима минусового провода от выпрямителя.
В качестве источника тока используются^:
для одиночной обработки торца — сварочный
выпрямитель ВД-100, для групповой обработки-
выпрямители типа ВАКГ 12/6-600 или ВАКГ
12/6-1600. Для прокачки электролита можно
применять электронасосы типа ПЭС-10, ПА-22,
ПА-45.
Перед электрохимической обработкой
сердечник высверливается на требуемую глубину на
К ВАК Г
25Щ
700±/,5
7DO±7,F
7Ь50
ш
Z2Z2Z
75 tSI
/
2
gazaza
Рис. 2. Приспособление для крепления инструмента и
обрабатываемой трубы:
/ _ крышка; 2 — стойка; 3 — обрабатываемая труба; 4 —
инструмент — катод; 5 — стойка; 6 — крышка; 7 — воронка;
8 — основание.
ри
75
875
__7
B000)
Рис. 1. Медная труба A) с запрессованным внутрь
звездообразным алюминиевым сердечником B).
Рис. 3. Инструмент — катод:
/ _ штуцер; 2 — гайка; 3 — стержень; 4 — изолятор.
52

токарном станке. Сердечник сверлится сверлом
диаметром 16 мм (угол между лезвиями ф= 140°)
при следующих режимах: частота вращения
шпинделя 1260 об/мин, подача 0,3 мм/об.
В трубку (анод), установленную з
приспособлении, вводится инструмент (катод) с зазором
между торцами 0,2—0,4 мм и включается насос,
а затем выпрямитель. При движении
электролита растворяются металл сердечника на длине
1—2 мм и заусенцы, образовавшиеся при
сверлении.
Режим обработки: анодная плотность тока
2-Ю3—4-Ю3 А/дм2, напряжение 10—20 В,
температура 18—25°С, время обработки 1 мин.
Электролит — водный раствор 10%-ного NaCl
и 1 %-ной лимонной кислоты.
Обработанная электрохимическим способом
трубка промывается в ванне с проточной водой
при температуре 18—25°С и продувается сжатым
воздухом.
Внедрение электрохимического способа
удаления заусенцев позволило увеличить
производительность труда на операции более чем
в 20 раз. При серийном изготовлении можно
использовать станок, разработанный СКТБ КХМ
(г. Одесса), на котором одновременно
обрабатывается 10 трубок.
Способ иглофрезерования
основан на удалении заусенцев с помощью
специального инструмента — иглофрезы (рис. 4),
состоящей из корпуса, направляющей втулки
и сердечника — пучка плотно уложенных игл.
Каждая игла — своеобразный полужесткий
микрорезец. В процессе работы при чередовании
направления вращения иглофреза
самозатачивается.
Рис. 4. Иглофреза:
/ — сердечник; 2 — корпус; 3 — направляющая втулка.
Проволока для иглофрезы должна быть
ровной, обезжиренной, без поверхностных дефектов
в виде задиров и следов коррозии.
Для иглофрезы применяется проволока
стальная, углеродистая, пружинная, класс 1 по
ГОСТ 9389—60, диаметром 0,4—0,5 мм. Длина
игл 40 мм. Щ
Корпус и сердечник из стальных игл
соединены между собой пайкой. Направляющая втулка,
предназначенная для сжатия игл сердечника
и направленная во время ввода иглофрезы в
отверстие обрабатываемой трубы, свободно
перемещается по корпусу иглофрезы.
Все детали иглофрезы, кроме игольчатого
сердечника, используются многократно.
Перед иглофрезерованием ребристый
алюминиевый сердечник высверливается на токарном
станке сверлом того же диаметра и'при тех же
режимах, что и при электрохимической
обработке. Затем в трубу вводят иглофрезу,
установленную в резцедержателе. Режимы
обработки: частота вращения шпинделя 1260 об/мин,
подача 0,01 мм/об.
Обработанная иглофрезерованием трубка
промывается в ванне с проточной водой при
температуре 18—25°С и продувается сжатым
воздухом. Для сокращения времени промывки
рекомендуется при обработке торца ребристого
стержня иглофрезерованием пропускать через
иглофрезу воздух от воздушной магистрали под
давлением 4—5 кгс/см2.
С помощью иглофрезы заусенцы удаляются
значительно быстрее, чем при электрохимическом
способе, всего в течение 15—20 с.
Способы электрохимической и
иглофрезерования внедрены на московских заводах
«Компрессор» и «Красный Факел» при изготовлении
испарителей для машин ХМВ-400, ХМВ-60, ХМВ-
36-М, ХМВ-18-1.
Внедрение указанных способов удаления
заусенцев позволило повысить коэффициент
теплопередачи и снизить гидравлическое
сопротивление аппаратов. Так, при испытании
холодильной машины ХМВ-400 после удаления заусенцев
коэффициент теплопередачи испарителей
повысился на 30—60% и гидравлическое
сопротивление снизилось в 1,2—2 раза.
Приведенные данные свидетельствуют о
достаточной эффективности предлагаемых способов
удаления заусенцев.
¦

КОНСУЛЬТАЦИЯ
УДК [637.524/.5]:637.5.034:656.225
НОВЫЕ НОРМЫ
ЕСТЕСТВЕННОЙ УБЫЛИ
КОЛБАС
ПОЛУКОПЧЕНЫХ
И КОПЧЕНОСТЕЙ
ПРИ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫХ
ПЕРЕВОЗКАХ
М. 3. КРУПИЦКАЯ, 3. И. ЖОКИНА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Новые нормы естественной убыли колбас
полукопченых и копченостей при железнодорожных
перевозках введены в действие с 1 апреля 1975 г.
Нормы разработаны Всесоюзным
научно-исследовательским институтом холодильной
промышленности Минмясомолпрома СССР и
Нормативной станцией по перевозке грузов Главного
грузового управления МПС на основе
материалов, полученных при выполнении
экспериментальной работы по опытным перевозкам колбас
полукопченых и копченостей железнодорожным
транспортом с предприятий мясной
промышленности на распределительные холодильники
страны.
Опытные перевозки проводили с Армавирского,
Винницкого, Нальчикского, Черкасского,
Ейского мясокомбинатов в Москву, с Улан-Удэн-
ского и Курганского мясокомбинатов — на
Дальний Восток. Всего с этих мясокомбинатов было
отгружено около 60 вагонов с опытными
партиями охлажденных колбас полукопченых и
копченостей с температурой внутри батона 0—4°С
общей массой нетто более 600 т.
Опытные отгрузки осуществляли в теплый и
холодный периоды года в вагонах-ледниках с
пристенными карманами и потолочными баками,
в автономных рефрижераторных вагонах (АРВ)
н рефрижераторных пятивагонных секциях с
машинным охлаждением. Температура воздуха
в вагонах составляла Q-.—3°С.
В результате проведенных опытов получены
данные об изменении естественной убыли колбас
полукопченых и копченостей в зависимости от
продолжительности перевозки и вида продукта.
При разработке норм естественной убыли
колбас полукопченых и копченостей при
железнодорожных перевозках были также обобщены и
проанализированы данные за пять лет о
фактических потерях этих продуктов при
промышленных железнодорожных перевозках на московские
распределительные холодильники и во
Владивосток.
По действовавшим до 1975 г. нормам
естественная убыль полукопченых колбас и копченостей
при железнодорожных перевозках, независимо от
их продолжительности, составляла 0,27% от
массы груза. Эта величина была единой как по
массе брутто, так и по массе нетто.
В результате экспериментальной работы
установлена фактическая естественная убыль с
учетом продолжительности перевозок раздельно для
полукопченых колбас и копченостей.
Значительной разницы естественной убыли в
зависимости от периода года и типов вагонов, по
данным экспериментальной работы, не
наблюдалось.
Установлено, что масса брутто колбас
полукопченых и копченостей вследствие изменеия мае-
Продукт
Колбасы копченые
Копчености мясные
Тип
подвижного состава
Изотермические
вагоны
Продолжительность
перевозки, сутки
До 6
Независимо от срока
перевозок
Предельные нормы
естественной убыли,
% от массы груза
брутто
0,27
0,17
нетто
0,22
0,10
Примечания: 1. При перевозке колбас полукопченых продолжительностью свыше 6 суток,
за каждые последующие сутки норма естественной убыли увеличивается на 0,01% от
массы брутто—нетто.
2. Нормы естественной убыли по массе нетто применяют при расчетах
с грузополучателями, а по массе брутто — при получении груза от железной дороги.
3. Настоящие нормы являются предельными и применяются в случае
фактической недостачи колбас полукопченых и копченостей.
54

сы тары из-за ее увлажнения или подсушки не
определяет фактических потерь массы нетто этих
продуктов.
На основании экспериментальных данных
разработаны и утверждены следующие нормы
естественной убыли колбас полукопченых и
копченостей при железнодорожных перевозках.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
U1) 463560 B1) 1461795/27-11 B2) 27.07.70 E1) В 60 р
7/08 E3) 629.113.011.7 G2) В. В. КОНЮХОВ, В. В.
ЛЕОНОВ и Н. М. ФРОЛОВА
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ КРЕПЛЕНИЯ ОБОРУДОВАНИЯ
В ИЗОТЕРМИЧЕСКОМ КУЗОВЕ ТРАНСПОРТНОГО
СРЕДСТВА, содержащее опорные элементы, последовательно
расположенные в теплоизолирующем слое, заключенном
между внутренней и наружной обшивками кузова, и
крепежные детали, соединяющие оборудование с внутренней
обшивкой и опорными элементами, отличающееся тем,
что с целью исключения теплопроводности через
устройство, опорные элементы выполнены в виде такета
различных по величине теплопроводности пласт?н, равного по
высоте теплоизолирующему слою и соединенного с
наружной обшивкой кузова указанными крепежными деталями,
каждая из которых установлена с зазором относительно
по крайней мере трех пластин, прилегающих к
соответствующей обаивке кузова со стороны голойки крепежной
детали.
A1) 468022 B1) 1937841/24-6 B2) 27.06.7Л E1) F 01 1
29/06; F 25 b 11/00 E3) 621.515:621.57 012.4-335 G2)
А. Т. ЛЕВШУК, М. М. РАЗУМОВ, Ю. С. ХИН,
О.К.ОБОЛЕНСКИЙ и М. А. МОГИЛ ЕВСКИЙ G1)
Специальное конструкторское бюро по сознанию
воздушных и газовых турбохолодильных машин
E4) ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛ ИТЕЛ ЬНОЕ УСТРОЙСТВО
ДЛЯ ГУРБОКОМПРЕССОРНОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ
МАШИНЫ, : регенераторами циклического действия,
содержащее размещенную в корпусе с подводящим и
отводящим патрубками, поворотную заслонку для
переключения потоков в регенераторах, отличающееся тем, что с
целью повышения эксплуатационной надежности, заслон-
Естественные потери списываются по
фактическим размерам, но не выше установленных
норм.
Экономическая эффективность от снижения
норм естественной убыли колбас полукопченых
и копченостей в пересчете на перевозку 1000 т
ориентировочно составит около 1,3 тыс. руб
ка выполнена со сквозным каналом, размещенным,
преимущественно, диаметрально для соединения
регенераторов в период переключения потоков и выравнивания в
них давлений.
A1) 468063 B1) 1934529/24-6 B2) 25.06.73 E1) F 25 b
1/00; F 25 b 45/00; G 05 d 9/02
E3) 621.565.7 G2) H. А. ГЕРАСИМОВ, Ю. В. ОСИПОВ и
Е. П. ХРАМИХИН G1) Ленинградский технологический
институт холодильной промышленности
E4) АММИАЧНАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая конденсатор, подключенный по пару к барбо-
тажному маслоотделителю, снабженному регулятором
уровня, отличающаяся тем, что, с целью обеспечения
надежности регулирования уровня, параллельно с
основным конденсатором по пару установлен дополнительный
конденсатор, размещенный на высоте не менее двух
метров от уровня жидкого аммиака в маслоотделителе и
подключенный по жидкому аммиаку к регулятору уровня.
A1) 468065 B1) 1916445/24-6 B2) 17.05.73 E1) F 25 b
11/00 E3) 621.57.012.4 G2) В. И. ШАБЕТЯ G1)
Всесоюзный научно-исследовательский институт организации и
механизации шахтного строительства
E4) ВОЗДУШНАЯ ТУРБОХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
преимущественно для замораживания горных пород,
содержащая компрессор, расширительную турбину и
установленные в линии их связи регенераторы циклического
действия, отличающаяся тем, что, с целью повышения хо-
лодопроизводительности и эксплуатационной надежности,
в линии связи компрессора с регенератором
последовательно установлены устройство для впрыска в поток
сжатого воздуха гидрофобной жидкости, рекуперативный
теплообменник для охлаждения сжатого воздуха
отработанным воздухом из регенераторов и сепаратор,
подключенный по жидкости через емкость и насос к устройству
для впрыска жидкости.
A1) 468067 B1) 1929684/24-6 B2) 11.06.73 E1) F 25/ b
25/00; F 25 b 9/02; F 25 b 15/00 E3) 621.565.3-621.575
G2) Ю. И. ДЬЯЧЕНКО и М. С. МИЦУК G1)
Дальневосточный технический институт рыбной промышленности
и хозяйства
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
вихревую трубу для разделения сжатого газа на горячий и
холодный потоки, отличающаяся тем, что, с целью
повышения холодопроизводителыюсти, на линии горячего
потока вихревой трубы последовательно размещены
греющая поверхность генератора абсорбционной холодильной
машины, имеющей конденсатор с дроссельным вентилем,
и водяной охладитель, соединенный по газовому потоку
с абсорбером, а дроссельный вентиль на выходе подключен
к линии холодного потока.
55

A1) 468068 B1) 1243674/24-6 B2) 22.05.68 E1) F 25 b
29/00 E3) 621.577 G2) Э. Г. АЙНБИНДЕР G1) Донецкий
филиал Института «ВНИПИЧерМетЭнергоочистка»
E4) АБСОРБЦИОННЫЙ ТРАНСФОРМАТОР ТЕПЛА
для повышения давления водяного пара по расщепитель-
ной схеме, содержащий абсорбер-генератор, противоточ-
ный теплообменник подогрева крепкого раствора слабым
раствором, испаритель слабого раствора и конденсатор
выделившегося в испарителе пара, отличающийся тем, что,
с целью повышения экономичности, испаритель, тепло-,
обменник и конденсатор выполнены в одном блоке,
разделенном на последовательно соединенные секции с
дросселем слабого раствора в каждой секции.
A1) 468076 B1) 1868319/24-6 B2) 08.01.73 E1) F 28 d 7/00;
F28 d 9/00; F 25 b 39/02 E3) 621.57.048 G2) В. А. РАДИО-
НОВ
E4) МНОГОСЕКЦИОННЫЙ ОХЛАДИТЕЛЬ, например,
рассола с горизонтально расположенными рядами труб
в каждой секции, подключенных к раздающему и
собирающему коллекторам, отличающийся тем., что, с целью
повышения компактности и интенсификации процесса
теплообмена, между раздающим и собирающим коллекторами
размещены пластины с выполненными в них
соединительными каналами для коллекторов, служащие в крайних
секциях |торцевыми стенками охладителя, а в
промежуточных— разделительными вертикальными перегородками, к
обеим сторона которых и к торцовым стенкам со стороны
внутреннего пространства охладителя присоединены в
шахматном порядке горизонтальные перегородки,
имеющие каналы, подключенные к соответствующим трубам
секции.
A1) 468064 B1) 1943421/24-6 B2) 06.07.73 E1) F 25 b 9/02
E3) 621.565.3 G2) Д. П. БАЛАКИРЕВ, В. Г. ВОРОНИН,
К. В. ЗАЛЕМ, В. Е. КАЛЬ, Б. А. КОНОНОВ, А. Т.
СМОЛЬСКИЙ и Ю. В. ЧИЖИКОВ
E4) 1. ВИХРЕВОЙ ХОЛОДИЛЬНИК, содержащий
вихревую камеру с сопловым вводом сжатого воздуха,
диафрагму с подключенным к ней патрубком для вывода
холодного потока и установленный на горячем конце,
снабженном охлаждающей рубашкой, дроссель в виде
кольцевого активного сопла эжектора для подсасывания в
рубашку наружного воздуха, отличающийся тем, что, с
целью повышения компактности и снижения уровня шума,
активное сопло на рабочей поверхности снабжено
профилированными лопатками для закручивания
охлаждающего потока.
2. Холодильник по п. 1, отличающийся тем, что
патрубок для вывода холодного потока выполнен
переменного сечения с расширяющейся средней частью и
облицован изнутри звукопоглощающим материалом, а по оси
расширяющейся части установлена вставка из такого же
материала, образующая со стенками патрубка канал
равного сечения.
56
(И) 468069 B1) 1846466/24-6 B2) 13.11.72 E1) F 25
49/00; F 25 b 15/06 E3) 621.5751 G2) Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД,
Н. Г. ШМУЙЛОВ, Е. С. ПИТОНОВ, Ю. А. ВОЛЬНЫХ,
А. Д. УСЫСКИН и И. Д. БЕЙЛИНСОН
E4) СПОСОБ АВТОМАТИЧЕСКОЙ ЗАЩИТЫ ОТ
КРИСТАЛЛИЗАЦИИ РАСТВОРА АППАРАТОВ
АБСОРБЦИОННОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ, например, бромисто-
литиевой путем отключения, на период превышения
концентрацией раствора заданного значения, системы
автоматического регулирования подачи теплоносителя в
генератор, отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности, после отключения системы уменьшают
подачу теплоносителя в генератор пропорционально величине
отклонения концентрации от заданного значения по
импульсу температуры крепкого раствора.
(И) 472824 B1) 1927584/27-11^B2) 31.05.731E1) В 60 h
3/00 E3) 629.113.06:628.83 G2) В. П. ХОХРЯКОВ
E4) КОНДИЦИОНЕР ДЛЯ ТРАНСПОРТНОГО СРЕДСТВА,
содержащий компрессор с приводом от электродвигателя,
конденсатор с полостью для прохода воды, регулирующий
вентиль и испаритель для охлаждения промежуточного
хладоносителя воздухоохладителя, отличающийся тем,
что, с целью повышения эффективности охлаждения,
кондиционер снабжен теплообменником, расположенным
перед радиатором транспортного средства и соединенным с
полостью конденсатора для прохода воды через
упомянутый регулирующий вентиль, причем воздухоохладитель
соединен через дополнительный регулирующий вентиль
с радиатором транспортного средства.
A1) 473039 F1) 401866 B1) 1732869/28-13 B2) 03.01.72
E1) F 25 d 11/02; F 25 d 21/08 E3) 621.565.923 G2)
А. Н. СУРКОВ G1) Саратовский завод
электроагрегатного машиностроения
E4) ДОМАШНИЙ ХОЛОДИЛЬНИК по авт. св. № 401866,
отличающийся тем, что, с целью обеспечения
эффективного и стабильного теплообмена между радиатором и
охлаждаемым объемом холодильника при автоматическом
оттаивании «снеговой шубы» и повышения надежности
системы оттайки, радиатор установлен на задней стенке
испарителя подвижно посредством эластичного элемента,
уравновешен пружиной и связан с помощью тяги с
переключателем, обеспечивающим включение системы
оттайки при образовании «снеговой шубы» и перемещении
радиатора вниз и отключение этой системы после снятия
«шубы».

A1) 471495 B1) 1943788/24-6 B2) 13.07.73 E1) F 25 b 1/00,
F 25 d 1/02 E3) 621.574.1:621.565.4 G2) В. А. ЩЕРБИН
и В. Н. ЗЛОКАЗОВ
E4) 1. УСТАНОВКА ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ
ТЕПЛОВЫДЕЛЯЮЩЕГО ИСТОЧНИКА, содержащая
циркуляционный контур охлаждающей воды и парокомпрессионную
холодильную машину с испарителем для охлаждения воды
контура и конденсатором воздушного охлаждения,
отличающаяся тем, что, с целью повышения экономичности,
в линии связи тепловыделяющего источника с
испарителем, установлен теплообменник для предварительного
охлаждения воды, дополнительно подключенный на
выходе через запорно-регулирующую аппаратуру к
тепловыделяющему источнику.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
теплообменник и конденсатор выполнены в виде единого блока
воздушного охлаждения с последовательным
прохождением через них воздуха.
(И) 472238 B1) 1913719/28-13 B2) 24.04.73 E1) F425 d
13/02 E3) 621.565.923 G2) В. И. МИЛОВАНОВ,
Е. Н. ЧЕРНЕНКО, Б. К. ЯВНЕЛЬ, Б. К- РАССОЛОВ
и В. В. ГОРШКОВ G1) Всесоюзный
научно-исследовательский и экспериментально-конструкторский институт
торгового машиностроения
E4) 1. ОХЛАЖДАЕМАЯ ВИТРИНА, состоящая из
теплоизолированного корпуса, воздухоохладителя,
вентилятора и каналов для циркуляции воздуха, отличающаяся
тем, что, с целью увеличения коэффициента теплопередачи
и предотвращения образования инея на теплопередающих
поверхностях, воздухоохладитель образован из
охлаждаемых витрин пластин, установленных с образованием
между ними каналов, а в последних размещен зернистый
материал.
2. Витрина по п. 1, отличающаяся тем» что, с целью
предотвращения выпадения зернистого материала, на
входе и выходе воздухоохладителя расположены сетки.
3. Витрина по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
интенсификации процесса перемешивания зернистого
материала проходящим потоком воздуха, наружная
поверхность каждой пластины выполнена с выступами.
A1) 473740 B1) 1882777/24-6 B2) 14.02.73 E1) С 09 к 3/02;
F 25 b 11/00 E3) 621.564 G2) А. П. КУЗНЕЦОВ,
В. И. ЛОСЬ, Д. Н. ЕРЕМЕНКО и Ж. И. ЕРЕМЕНКО
G1) Одесский технологический институт холодильной
промышленности
E4) 1. РАБОЧАЯ СМЕСЬ ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ ТУРБО-
КОМПРЕССОРНЫХ МАШИН на основе октафторциклобу-
тана ФС-318 (C4F8), отличающаяся тем, что, с целью
увеличения удельной объемной холодопроизводительности,
в ее состав введен дифторхлорметан Ф-22 (CHCiF2).
2. Смесь по п. 1, отличающаяся тем, что ее
компоненты взяты в следующем соотношении, вес. %:
Октафторциклобутан 75—90
Дифторхлорметан 10—25.
A1) 472660 B1) 1921988/28-13 B2) 21.05.73 E1) А 63 с
19/10; F 25 с 3/02 E3) 621.581 G2) В. М. ГУТГАРЦ G1)
Украинский государственный институт проектирования
городов
E4) СИСТЕМА ОХЛАЖДЕНИЯ ИСКУССТВЕННОЙ
ЛЕДЯНОЙ ДОРОЖКИ, представляющей замкнутый контур
в виде прямых участков, сопряженных между собой
полуокружности, включающая транзитную магистраль,
распределитель потока, разводящую магистраль и
охладительные батареи, расположенные на прямых и
закругленных участках и выполненные в виде теплообменных труб,
соединенных концами с подающим и обратным
коллектором, отличающаяся тем, что, с целью повышения
равномерности температурного поля и облегчения первоначальной
наладки системы, подающие и обратные коллекторы
смежных батарей прямого и закругленного участков дорожки
объединены в один узел, а расстояние от поперечной оси
дорожки, проходящей через геометрический центр
полуокружности, до концов коллекторов по наружному и
внутреннему контурам дорожки соответственно равно:
L — nR
L — n(R — I)
У — 4 •
где L — длина прямого участка боковой дорожки;
R — наружный радиус закругления;
/ — ширина дорожки,
при этом распределитель потока расположен в
геометрическом центре системы и подключен с помощью
разводящей магистрали к коллекторам с наружной стороны
контура дорожки.
A1) 474336 B1) 1928646/28-13 B2) 06.06.73 E1) А 23 1
3/36; F 25 d 13/00 E3) 621.565.533 G2) М. Н. РОМАНОВ
и А. М. САПРОНОВА G1) Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной промышленности
E4) 1. СКОРОМОРОЗИЛЬНАЯ УСТАНОВКА для
замораживания пищевых продуктов в блоках, состоящих из
теплоизолированной камеры, горизонтально
расположенных в ней теплообменных плит, соединенных между собой
сильфонами, и воздуховодов для подсоединения к турбо-
холодильной машине, отличающаяся тем, что, с целью по
лучения равномерного распределения воздуха по тепло-
обменным плитам и получения эффективных скоростей
воздуха в них, она имеет воздушные короба,
установленные на верхней и нижней теплообменных плитах,
воздуховоды подключены к коробам, а теплообменные плиты
соединены сильфонами последовательно-
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что длина
каждого сильфона равна ширине плиты.
3. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что верхний
воздушный короб связан с соответствующим
воздуховодом посредством гибких рукавов.
A1) 474661 B1) 1939600/24-6 B2) 06.07.73 E1) F 25 b 9/00
E3) 621.574:621.57.012.4 G2) В. Б. ДЕСНИЦКИЙ
E4) ПОРШНЕВАЯ ХОЛОДИЛЬНО-ГАЗОВАЯ МАШИНА
для получения низких температур, преимущественно по
циклу Стирлинга, содержащая цилиндр с вытеснителем и
расположенный соосно с ним кольцевой теплообменник,
отличающаяся тем, что, с целью интенсификации
теплообмена путем отсоса пограничного слоя, теплообменник
выполнен в виде гофрированной втулки, имеющей на
гребнях и впадинах гофр щели для выхода газа.
¦

ХРОНИКА
Заседание по вопросу разработки новых показателей оценки качества
охлажденных и замороженных пищевых продуктов
В современных условиях на первый
план наряду с количественными
выдвигаются качественные показатели
экономического роста. Практическое
осуществление курса на улучшение
качественных показателей экономики
связано с поиском новых подходов и
новых решений.
Проблеме повышения
качественных показателей скоропортящихся
пищевых продуктов при их
холодильной обработке и хранении было
посвящено состоявшееся в конце мая в Риге
очередное заседание секции
«Интенсификация и совершенствование
процессов холодильной обработки и
способов консервирования пищевых
продуктов с применением холода»
Научного совета ГКНТ по проблеме
«Производство и применение искусственного
холода в отраслях пищевой
промышленности, торговле, сельском хозяйстве
и на транспорте».
В работе заседания приняло
участие более 40 человек —
представителей научно-исследовательских,
учебных, проектных институтов,
министерств, ведомств и предприятий.
Заседание открыл заместитель
министра мясной и молочной
промышленности Латвийской ССР Т. В. Саутс.
Вступительное слово сделал
председатель секции заслуженный деятель
науки и техники РСФСР, доктор техн.
наук, проф. Н. А. Головкин.
По теме заседания (разработка
новых показателей оценки качества
охлажденных и замороженных
продуктов) было заслушано 15 докладов.
М. А. Габриэльянц (Заочный
институт советской торговли) в своем
докладе о показателях оценки
качества охлажденных и замороженных
скоропортящихся продуктов остановился
на недостатках действующих
стандартов и внес ряд предложений по их
совершенствованию. В частности, было
указано на необходимость
разработки единой методики органолептической
оценки качества продуктов и
показателя, характеризующего степень
зрелости мяса.
В пяти докладах рассматривались
вопросы, связанные с оценкой
качества рыбы. Так, в докладе А. И. Писка-
рева (ВНИХИ) дана подробная
характеристика показателей, по которым
можно судить об изменениях качества
рыбы при холодильной обработке и
хранении. Для органолептической
оценки качества предложено ввести
показатель значимости. О
результатах работы по установлению сроков
хранения морской рыбы в зависимости
от изменения содержания ЛГФ и
влагоотдачи сообщил в своем
выступлении Б. Н. Семенов (АтлантВНИРО),
о роли каротиноидов в процессах
окисления жира сабли-рыбы доложила
Л. А. Агжитова (АтлантВНИРО).
В докладе Г. 3. Якубова (ВНИХИ)
рассматривалось изменение качества
говядины, свинины и мяса кур в
процессе хранения при —18, —30 и
—50°С. Оценке качества
охлажденных мяса и мясопродуктов при
холодильном хранении по изменению
летучих ароматических веществ и
аминов был посвящен доклад А. А.
Васильева (ЛТИХП).
Р. А. Диденко (ЛТИХП)
охарактеризовала применяемые в настоящее
время методы оценки качества
сливочного масла и топленых жиров и
остановилась на их недостатках. О
влиянии способов производства сливочного
масла на изменение его качества при
последующем холодильном хранении
и требованиях к температурным
режимам хранения сообщила Э. П. Пет-
рухина (ВНИХИ).
В своем докладе В. А. Герасимова
(Ленинградский институт советской
торговли им. Ф. Энгельса) отразила
результаты исследований влияния
предварительной обработки яйца и
температурных режимов холодильного
хранения на содержание в нем
лецитина и его жирнокислотный состаЕ*
Доклад Н. Н. Фильчаковой
(ВНИХИ) был посвящен определению
качества мороженого и методам
оценки его структуры.
А. А. Таран (Краснодарский
политехнический институт) ознакомил
участников заседания с результатами
работы по выявлению влияния
температуры на активность ферментов
продуктов растительного
происхождения при замораживании и
определению количества энергии,
выделяемой плодами в диапазоне температур
от +24 до —24°С.
Е. Д. Вишневецкий (ОТИПП) дал
анализ ряда физических и
биохимических показателей,
характеризующих качество некоторых видов
овощей.
О прогнозировании новых
объективных показателей оценки качества
пищевых продуктов, в частности, о
необходимости применения комплексных
показателей для этой цели, сделала
доклад доктор техн. наук, проф.
А. Л. Фельдман (ОТИПП).
В заключение с интересным
обобщением выступил доктор техн.
наук, проф. Г. Б. Чижов, который
дал теоретическое обоснование
понятия качества, сформулировав его как
меру соответствия данного объекта
своему назначению.
В обсуждении докладов приняли
участие А. И. Пискарев (ВНИХИ),
Л. А. Агжитова (АтлантВНИРО),
С. Н. Бруев (Московский институт
народного хозяйства им. Г. В.
Плеханова), Г. В. Маслова (ВНИИКИМРП),
Л. В. Куликовская (ВНИХИ),
И. И. Каргальцев (ВНИХИ),
М. П. Кузьмин (ЛТИХП).
Выступившие в прениях
подчеркнули своевременность и актуальность
темы данного совещания, отметили
недостатки некоторых применяемых
в настоящее время методов оценки
качества продуктов, в частности
дегустационных, и указали на
необходимость выбора объективных
показателей оценки качества для каждой
группы продуктов.
На основе докладов и прений было
принято решение, направленное на
совершенствование действующих
стандартов.
Для участников заседания была
организована производственная
экскурсия на фабрику мороженого и
холодильник Рижского молочного
комбината.
58

Заседание по сублимационному и криогенному консервированию пищевых
продуктов и биологических материалов
Заседание секции «Разработка методов
сублимационного и криогенного
консервирования пищевых продуктов и
биологических материалов» Научного
совета ГКНТ по проблеме
«Производство и применение искусственного
холода в отраслях пищевой
промышленности, торговле, вельском
хозяйстве и на транспорте»
состоялось в 'конце мая в г. Орше.
В соответствии с координационным
планом на заседании обсуждали
вопросы промышленного освоения
сублимационного оборудования и
развития дальнейших исследований в
области сублимации и криогеники. Было
заслушано 19 сообщений специалистов,
представляющих 14 организаций.
Об опыте промышленной
эксплуатации сублимационной установки СУ-3
сообщил начальник сублимационного
цеха Оршанского мясоконсервного
комбината Л. Т. Шульгин.
А. Н. Тихомиров (трест Росреммех-
проект Минмясомолпрома РСФСР)
сообщил об установке для быстрого
замораживания в жидком азоте,
двухступенчатого дробления, разделения
на фракции и упаковки эндокринно-
ферментного сырья, разработанной
Ленинградским СКВ. Установка
сконструирована на базе исследований,
проведенных МТИММПом. В
настоящее время опытный образец установки
проходит испытания на Ленмясоком-
бинате.
Н. Д. Сидорова (Ленмясокомби-
нат) отметила положительный опыт
применения методов сублимационного
и криогенного консервирования при
производстве медпрепаратов.
Применение методов атмосферной
сублимационной сушки позволяет без заметных
изменений сохранять содержание
инсулина и ферментов в поджелудочной
железе и содержание АТФ в мышечной
ткани в течение полутора лет.
Криогенное замораживание поджелудочной
железы позволяет сохранять до 98%
инсулина.
Ю. А. Иткин (Институт проблем
криобиологии АН УССР) сообщил
о технических средствах,
применяемых в настоящее время при криокон-
сервировании биологических объектов.
В обсуждении приняли участие
Э. И. Гуйго (ЛТИХП), Э. И. Каух-
чешвили (МТИММП), А. А. Гухман
(МИХМ), В. Н. Гуляев (ВНИИКОП),
Л. А. Бантыш (МолдНИИПП),
Ю. М. Рудько (Институт проблем
криобиологии АН УССР).
С сообщениехМ о перспективах
развития метода' сублимационного
консервирования выступил А. М.
Бражников (МТИММП). Приведенный
расчет показал, что потребление
сублимированных продуктов только для
туристского контингента составит около
50 тыс т в год.
Б. П. Камовникова (МТИММП) и
Г. И. Семенова (ВНИИПП) привели
сопоставление технико-экономических
показателей основных методов
гранулирования пищевых продуктов,
подвергаемых сублимационной сушке.
Были заслушаны сообщения о
состоянии научных исследований в
области сублимации и криогеники.
Теоретические вопросы будут обсуждаться
на семинаре, который состоится в
МИХМе в начале 1976 г. под
председательством А. А. Гухмана.
Члены секции подробно
ознакомились с работой сублимационной
установки СУ-3 на Оршанском
мясоконсервном комбинате.
В решении секции отмечается, что
установка СУ-3 по
технико-экономическим показателям находится на
уровне мировых образцов и может
быть рекомендована в качестве
головного образца для проектирования
серийных установок.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 473377 B1) 1788892/24-6 B2) 26.05.72 E1) F
25 b 9/00 E3) 621.574 C1) 36325/71; 90440/71 D3) 28.05.71;
12.11.71 C3) Япония G2) ЙОСИХИРО ИСИЗАКИ
(Япония)
E4) 1. ХОЛОДИЛЬНО-ГАЗОВАЯ МАШИНА для полу
чения низких температур, содержащая поршневые
компрессоры и расширители с общим приводом, отличающаяся
тем, что, с целью повышения термодинамической
эффективности, привод выполнен в виде двух автономных
коленчатых валов, установленных с заданным угловым
смещением и кинематически связанных между собой при
помощи шестерен передачи, а с компрессорами и
расширителями — через соответствующие шатуны, поршневые
стабилизаторы и штоки.
2. Машина по п. 1, отличающаяся тем, что по крайней
мере один компрессор выполнен двойного действия и к
образованной камере сжатия подсоединен при помощи
клапанов впуска и выпуска автономный контур с
регенеративными теплообменниками, охлаждаемыми с помощью
расширителей, и дросселем для охлаждения объекта.
3; Машина по п. 1, отличающаяся тем, что с
коленчатыми валами привода кинематически связан
дополнительный компрессор с клапанами впуска и выпуска, например,
многоступенчатый, к которым подключен автономный
контур с регенеративными теплообменниками, охлаждаемыми
с помощью расширителей, и дросселем для охлаждения
объекта.
59

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 621.575.9
Винтовые агрегаты 5ВХ-350 / 5фс и 5BX-350/2,6a-IV
Г. А. КАНЫШЕВ
ВНИИхолодмаш
Винтовые агрегаты 5ВХ-350/5фс и 5ВX-350/2,6а-IV
изготовляются на базе винтовых компрессоров. Марка
агрегата: 5 — базовый номер компрессора; В —
винтовой; X — холодильный; 350 — холодопроизводитель-
ность в стандартном режиме (тыс. ккал/ч); цифра после
косой линии — геометрическая степень сжатия; ф —
работающий на фреоне; а — работающий на аммиаке;
с — судовой; IV — бустерный.
Агрегат 5ВХ-350/5фс предназначен для работы в
низкотемпературных одноступенчатых холодильных установках
на судах рефрижераторного флота. Характеристики
агрегата даны на рис. 1, температурный диапазон его работы
приведен ниже.
Хладагент
Температура, °
кипения
конденсации
Фреон-22
От —45 до —25
Не более + 42
Q0, ккал/ч
2500ОО\
23ОООО1
210000
/90000
170000
150000
130000
110000
000017
70000
50000
J5
1 \
К^ ^
г"
*л*Я°{
35
tK-W°C
\
^
^^>-'
\
25
/А
У
"^^Н
^л
/А
У
40
Ne,MBm
~ 150
МО
130
-\120
110
\100
А 90
Л 80
-1,5 -W
-35 -30 t„°C
Рис. 1. Зависимость холодопроизводительности и
эффективной мощности от температуры кипения при различных
температурах конденсации агрегата 5ВХ-350/5фс
Холодильные машины и аппараты. Каталог,
I. Изд. второе. M.f ВНИИхолодмаш, ЦИНТИхим-
аугяттт 1Q7?
часть
нефтемаш, 1975
Агрегат (рис. 2) состоит из компрессора 5ВХ-350/5фс,
электродвигателя, муфты с ограждением, горизонтального
маслоотделителя I ступени, маслосборника,
маслоохладителя, маслонасоса, фильтров грубой и тонкой очистки
масла, газового фильтра, манометрового^щита, щита
датчиков, а также трубопроводов, запорной и регулирующей
арматуры, смонтированных на единой раме, и
вертикального маслоотделителя II ступени. Отдельно устанавливают
силовой щит и щит управления.
Компрессор винтовой маслозаполненный
одноступенчатый автомагизированный. Для плавного регулирования
производительности в компрессоре применен подвижный
золотник, который служит также для разгрузки при
первоначальном пуске.
Корпус компрессора чугунный с вертикальным
разъемом на стороне всасывания в плоскости торцов винтов.
В сборе корпус представляет собой рабочую полость с
диагональным расположением патрубков всасывания и
нагнетания (патрубок всасывания находится сверху, а
патрубок нагнетания — снизу).
Роторы компрессора стальные с зубьями
специального профиля. Роторы расположены в опорных
подшипниках скольжения. Осевые усилия, действующие на
роторы, воспринимаются сдвоенными радиально-упорными
шарикоподшипниками и разгрузочными поршнями.
Привод компрессора—от асинхронного
электродвигателя (в морском исполнении) через муфту с
упругими элементами.
Маслоотделитель 1 ступени — горизонтальный аппарат,
BjKOTopoM происходит многоступенчатая сепарация масла.
Он является несущей конструкцией. Устанавливается с
помощью лап на фундамент. Сверху на маслоотделителе
размещены компрессор и электродвигатель. В нижней
части маслоотделителя находится маслосборник. К
несущим опорам маслоотделителя прикреплен
маслоохладитель.
Маслоотделитель II ступени — вертикальный аппарат,
в котором происходит дополнительная сепарация масла.
Он установлен с помощью лап на фундамент со стороны
электродвигателя.
Маслоохладитель кожухотрубный.
Маслонасос шестереночный с приводом от собствен-
ного}электродвигателя.
Агрегат полностью автоматизирован. Регулирование
производительности от 100 до 10% может осуществляться
как автоматически, так и вручную по температуре или по
давлению всасывания.
Агрегат может бытьГ|изготовлен в четырех исполнениях:
с электродвигателями 125 или 160 кВт (отличаются друг
от друга только массой) и с регулированием
производительности по температуре или по давлению всасывания.
60

Нагнетание
Рис 2. Общий вид агрегата 5ВХ-350/5фс с габаритными
и присоединительными размерами:
1 — винтовой компрессор; 2 — регулятор производительности;
3 — фильтр тонкой очистки масла; 4 — маслоохладитель; 5 —
маслоотделитель I ступени; 6 — маслосборник; 7 — щит
датчиков; 8 — маслонасос; 9 — маслоотделитель II ступени;
10 —- манометровый щит; И — электродвигатель; 12 —
газовый фильтр.
Техническая характеристика
Холодопроизводительность при
температуре кипения —40 °С и
температуре конденсации + 35 °С, ккал/ч
Потребляемая (эффективная) мощность
при температуре кипения —40 °С и
температуре конденсации + 35 °С, кВт
Наибольшая разность давлений
всасывания и нагнетания, кгс/см2
Расход морской воды, проходящей
через маслоохладитель, м3/ч
Расход масла, л/мин
Унос масла, г/ч:
при температуре кипения —40 °С
и температуре конденсации + 35 °С
наибольший при температуре
кипения —25 СС и температуре
конденсации + 25 °С
Электродвигатель:
тип
Не менее 105 000
Не более 105
17
Не более 12,5
120
Не более 20
Не более 150
АН-102-2
(АН-111-2)
) 25 A60)
2925
220/380
3400x1000x2100
мощность, кВт
частота вращения ротора в минуту
напряжение, В
Габаритные размеры агрегата, мм
Масса агрегата (без всасывающего и
нагнетательного вентилей, обратных
клапанов, щитов, запасных частей,
инструмента и приспособлений), кг 4100D180)
Комплект поставки: агрегат в сборе; маслоотделитель
II ступени; запасные части и приспособления; силовой
щит; щит управления.
Изготовитель: Казанский компрессорный завод.
Агрегат 5BX-350/2,6a-IV предназначен для работы в
качестве ступени низкого давления в двухступенчатых
холодильных установках.
Характеристики агрегата даны на рис. 3,
температурный диапазон его работы приведен ниже.
Хладагент
Температура, °С
кипения
промежуточная
Аммиак
От—55 до—25
От—20 до 0
Агрегат (рис. 4) состоит из бустерного компрессора
5ВХ-350/2,6БР, электродвигателя, маслоотделителя, двух
маслоохладителей, фильтров грубой и тонкой очистки
масла, газового фильтра, манометрового щита и щита
датчиков, а также трубопроводов, запорной и
регулирующей арматуры.
Ne,f<Sm
:60\
^/7
40\
30\
<ИР
ЩИ II
ниш
ч
-20
\
-20
-15
\
У[°\
\ j
-15
'^\
-5
tnpm\
•s
i
/
/
'/ J
'55 -517 -45 -417 -35 '31710>°17
Рис З. Зависимость холодопроизводительности и
эффективной мощности от температуры кипения при различной
промежуточной температуре агрегата 5ВХ-350/2, 6а-IV
$1

Вид А
К\ : 1 67/
НИИк
всасыЗаиае \
>у150
470
На? нет а ние | ?
By
Рис. 4. Общий вид агрегата 5ВХ-350/2,6а-IV с
габаритными и присоединительными размерами:
J— металлокерамический фильтр для тонкой очистки масла*
2 j— электродвигатель; 3— щит манометров; 4 — газовый фильтр
5 — винтовой компрессор; 6 — маховик для ручного
регулирования производительности; 7 — маслоохладитель;
3—маслоотделитель; 9 — маслонасос; 10 — фильтр грубой очистки-
// — щит .датчиков; 12 — маслосборник.
* Компрессор винтовой маслозаполненный бустерный.
Регулирование производительности осуществляется
вручную с помощью золотника, который .служит также для
разгрузки при первоначальном пуске.
Корпус компрессора чугунный с вертикальным
разъемом на стороне всасывания в полости торцов винтов. В
сборе корпус представляет собой рабочую полость с
диагональным расположением патрубков всасывания и
нагнетания (патрубок всасывания находится сверху, а
патрубок нагнетания—снизу). Роторы компрессора стальные
с зубьями специального профиля. Роторы расположены
в опорных подшипниках скольжения. Осевые усилия,
действующие на роторы, воспринимаются сдвоенными ра-
диально-упорными шарикоподшипниками.
Привод компрессора — от электродвигателя через
муфту с упругими элементами. Электродвигатель асинхронный
закрытый обдуваемый; соответствует требованиям для
взрывоопасных помещений класса В-16.
Маслоотделитель — горизонтальный аппарат, в
котором происходит многоступенчатая сепарация масла.
Является несущей конструкцией. Установлен с помощью
лап на фундамент. Сверху на маслоотделителе размещены
компрессор и электродвигатель. В нижней части
маслоотделителя находится маслосборник. К несущим опорам
маслоотделителя прикреплены два маслоохладителя (один
над другим).
Маслоохладители кожухотрубные.
Маслонасос шестереночный с приводом от
собственного электродвигателя.
Агрегат имеет автоматическую защиту от повышения
давления нагнетания и понижения давления всасывания,
от повышения температуры нагнетания и повышения
температуры масла, от понижения температуры масла и
понижения давления смазки.
Техническая характеристика
Холодопроизводительность при
температуре кипения —40 °С и
промежуточной температуре —10 °С, ккал/ч
Потребляемая (эффективная) мощность
при температуре кипения —40 °С и
промежуточной температуре —10 °С,
кВт
Наибольшая разность давлений
всасывания и нагнетания, кгс/см2
Расход воды, проходящей через
маслоохладитель, м8/ч
Наибольший унос масла, г/ч
Элетродвигатель:
тип
мощность, кВт
частота вращения ротора в минуту
напряжение, В
масса, кг
Габаритные размеры агрегата, мм
Масса, кг
135 000
40
7
70
А02-82-2
55
2920
220/380
415
3200x1180x2000
2500
Комплект поставки: агрегат в сборе; винтовой компрессор;
запасные части; инструмент и приспособления.
Изготовители: агрегата — Московский завод
холодильного оборудования «Компрессор»; компрессора —
Казанский компрессорный завод.
62

РЕФЕРАТЫ
УДК 637.1.62-71D70.62)
Развитие холодильного хозяйства молочной
промышленности Краснодарского края. ГУЩИН А. В. «Холодильная
техника», 1975, № 10.
Рассмотрены вопросы развития холодильного хозяйства
молочной промышленности Краснодарского края, дана
характеристика применяемого холодильного
оборудования, систем охлаждения и режимов работ.
Иллюстраций — 2.
УДК 621-57
Утилизация тепла турбовоздушных холодильных машин.
МЕЛЬЦЕР Л. 3., БОНДАРЕНКО Л. Ф., ТАУБ-
МАНЕ. И., БОТУКЮ. С, ЛЕЗНОВА С. И.
«Холодильная техника», 1975, № 10.
Описана возможность повышения термодинамической
эффективности ТВ ХМ путем утилизации сбрасываемого
тепла для горячего воздухо- и водоснабжения, отопления,
опреснения, концентрирования растворов и пр. Приведены
показатели эффективности ТХМ при использовании
сбрасываемого тепла в водяном экономайзере и термическом
дистилляционном блоке.
Иллюстраций 3. Список литературы — 7 названий.
УДК 621.565.56
Особенности автоматизации рефрижераторной установки
на судах типа «Амурский залив». МАНЬКОВ Е. С,
ТИМЧЕНКО Т. Ф. «Холодильная техника», 1975, № 10.
Описаны конструкция и характеристики рефрижераторной
установки, установленной на транспортных
рефрижераторах типа сАмурский залив». Рассмотрен принцип действия
и особенности электронного регулятора РТ-7416 фирмы
сфилипс», которым укомплектована установка. Приведены
его функциональные схемы. В зависимости от
температуры воздуха в холодильных трюмах даны возможные
режимы работы регулятора. Изложен принцип действия
регулятора и работа системы в различных режимах.
Иллюстраций 2. Список литературы — 2 названия.
УДК 62-52:621.574
Автоматизация оттаивания инея с испарителей
холодильных машин ИФ-49М и АКФВ-4М. АНДРАЧНИКОВ Е. И.,
КАПЛАН Л. Г., ПРЖЕТИШЕВСКИЙ Ю. Б.
«Холодильная техника», 1975, № 10.
Рассмотрены схема и результаты испытаний системы
автоматизации оттаивания инея с испарителей конвективного
охлаждения холодильных машин ИФ-49М и АКФВ-4М,
обслуживающих стационарные среднетемпературные
камеры в торговых предприятиях, с использованием
нагретых паров фреона-12.
Таблиц 2. Иллюстраций 7. Список литературы — 3
названия.
УДК 621.57.044
Исследование воздушных конденсаторов малой
производительности. ЯКОБСОН В. Б. «Холодильная техника»,
1975, № 10.
Приведены результаты экспериментального исследования
воздушных конденсаторов, используемых в герметичных
агрегатах холодопроизводительностью от 250 до 1500 Вт,
при работе на фреонах-12 и 22. Получены зависимости
тепловой нагрузки конденсатора от холодопроизводитель-
ности и температуры конденсации, коэффициентов
теплопередачи от массовой скорости воздуха и удельной
тепловой нагрузки конденсатора. Определено падение давления
фреона в конденсаторе и величина переохлаждения фреона
в различных типах герметичных агрегатов.
Иллюстраций 3. Список литературы — 9 названий.
УДК 66.067.3:621.575—932
Анализ работы адсорбционных фильтров фреоновых
герметичных холодильных машин. КОЛИН В. Л.,
УСТИНОВ Е. А., ТАГАНОВ И. Н., ФИЛЕНКО А. И., МАЛ-
КИН Л. Ш. «Холодильная техника», 1975, № 10.
Сформулированы и подтверждены экспериментом на
действующих фреоновых герметичных холодильных машинах
(ФГХМ) математические модели процесса осушки и
очистки рабочей среды с помощью адсорбционных фильтров.
Получены аналитические выражения, определяющие
изменение концентрации вредных примесей в рабочей среде
ФГХМ при эксплуатации, и показано, что на начальной
стадии процесса концентрация падает по
экспоненциальному закону, а далее увеличивается по мере исчерпывания
емкости фильтра и поступления примесей в систему.
Иллюстраций 5.
УДК 536.2.001.5
Исследование теплообмена при кипении фреонов на
пластинчато-ребристых поверхностях. ГАЛЕЖА В. Б., УСЮ-
КИН И. П., КАН К. Д. «Холодильная техника», 1975,
№ Ю.
Исследована теплоотдача при кипении фреонов-12и 22 на
пяти типах пластинчато-ребристых 'поверхностей в диа
пазоне температур кипения +10-=—20°С. Описаны схема
экспериментального стенда, методика проведения и
результаты исследований. Даны обобщенные зависимости
для расчета коэффициентов теплоотдачи со стороны
кипящего хладагента, которые могут быть использованы при
конструировании пластинчато-ребристых испарительных
систем с ребрами прерывистого типа.
Таблиц 1. Иллюстраций 5. Список литературы—10
названий.
УДК 621.564.002
Производство сухого льда на месте его потребления из
привозного сжиженного углекислого газа. ПИМЕНО-
ВА Т. Ф., ЛУКАШОВА Ю. Д., ОРЛОВ А. С,
ПОПОВ В. В. «Холодильная техника», 1975, № 10.
Изложена история вопроса о развитии производства
сухого льда из привозного сжиженного углекислого газа
(COg) за рубежом, описываются отличительные признаки
такой установки от типовой, дается ее принципиальная
схема я термодинамическая диаграмма применительно к
методу производства сухого льда с трехступенчатым
дросселированием.
Иллюстраций 2. Список литературы — 4 названия.
63