rwra агчтг и ш Л
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА
МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ
ГРОМЬШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И КОНСТРУКТОРСКО-
1984
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ
ИНСТИТУТ'
холодильной
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА ИЗДАТЕЛЬСТВО -ЛЕГКАЯ И ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ-
ИЗДАЕТСЯ С1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Решения XXVI съезда КПСС — в жизнь!
Бригадной форме организации и стимулирования труда —
¦широкое внедрение!
Совершенствовать и повышать эффективность бригадной
формы организации труда 2
Скрадоль Б. В. Работаем по-новому 6
программы СССР —
Реализация Продовольственной
важнейшая задача пятилетки
Ивахиов В. И., Кузьмин М. П., Тихомирова Jl. H.,
Кортиев И. А. Влияние теплопритоков через ограждения
на усушку продукции и показатели установок тепло-
влажностной обработки воздуха 7
Жадан В. 3. Причины потерь пищевых продуктов в
камерах холодильников и пути их снижения 11
Чумак Н. И., Оннтенко В. П. Анализ тепловлажностных
процессов в камерах хранения неупакованных грузов 16
Миацаиаиов Г. К., Бушта И. В. Влияние загрузки камер
хранения на потери мороженых продуктов 21
За вкоиомию топливно-энергетических ресурсов
Ионов А. Г., Моргунов С. М. Снижение
энергопотребления при эксплуатации морозильных аппаратов 22
Дидеико В. Ф. Оптимизация параметров морозильных
аппаратов судов РТМ-С типа «Прометей» и БМРТ типа
«Пулковский меридианэ 27
Хаитии Б. Ш. Методика расчета оптимальной кратности
циркуляции хладагента в роторных морозильных
аппаратах 33
НАУКА, ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
Павлов Б. П., Лижевская Л. И., Сермягина Л. П.
Измерение низких температур термоэлектрическими
термометрами 35—36
Столяров Н. Н., Чашкин Ю. Р. Теплоемкость жидких
хладагентов R13, R23, R13B1 и RC318 39
Караваи С. В., Орехов И. И., Филиппов В. К.
Энтропийная диаграмма водного раствора бромистого лития 41
Фролов В. Л., Коржемаиова Л. А., Выгодни В. А.,
Чернявский С. М., Обухова А. Г. Рациональный режим
хранения замороженного яичного меланжа 46
Фильчакова И. Н., Паикова Р. И., Овчарова Г. П.,
Рубила Е. А., Горшков А. И. Изменение биологической
ценности и свойств белка творога при холодильной
обработке н хранении 48
В порядке обсуждения
Шляховецкий В. Мм Диарра Сииье. К определению тол-
i шниы теплоизоляции ограждающих конструкций холо-
• дильников 51
ОБМЕН ОПЫТОМ
Аираксяи В. Ф., Каилаи Л. Г., Левант Б. С.
Автоматическое оттаивание рассольных батарей в холодильных
камерах торговых предприятий 55
Coco в В. И. Из опыта эксплуатации ротационных
компрессоров i>7
ИЗОБРЕТЕНИЯ 34,54,57
В НТО ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
II пленум Всесоюзного совета научно-технических обществ
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Барулина И. Д., Шуватова Э. Д. Из докладов комиссии
D2 на XVI Международном конгрессе по холоду
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Рудаков Е. И. Датчик-реле температуры электронный
Т419
59
59
РЕФЕРАТЫ
61
62
CONTENTS
DECISIONS OF XXVI CONGRESS OF CPSU-INTO LIFE!
Wide introduction of Brigade Form of Labour Organization
and Incentive! ¦;
Perfect and Raise Effectiveness of Brigade Form of Labour :
Organization and Incentive 2
Skradol B. V. Working by New Method 6
Realisation of Food Program-Most Important Task of
Five-Year Wan!
Ivakhnov V. I., Kuzmln M. P., Tlkhomirova L N.,
Kortnev I. A. Influence of Heat Leak Through Enclosures
on Shrinkage of Products and Specifications of Plants
for Thermal-Humid Treatment of Air 7
Zhadan V. Z. Causes of Food Losses in Cold Store Rooms
and Ways of Their Reduction II
Chumak N. I., Onlshchenko V. P. Analysis of Thermal-
Humid Processes in Cold Rooms tor Unpacked Cargo 16
Mnatsakanov G. K., Bushta I.' V. Effect of Cold Room
Charge on Losses of Frozen Foods 21
For Economy of Fuel-Energy Resources
lonov A. C, Morgunov S. M. Reduction of Energy
Consumption When Operating Freezers 22
Didenko V. F. Optimization of Parameters of Freezer
Aboard Vessels RTM-S of Type "Prometheus" and Big
Fish-Freezing Trawler of Type "Pulkovsky Meridian" 27
Khaitin B. S. Method of Calculating Optimum Rate of
Refrigerant Circulation in Rotary Freezers 33
SCIENCE, ENGINEERING, TECHNOLOGY
Pavlov B. P., Lizhevskaya L. I., Sermyaglna L. P.
Measuring Low Temperatures by Thermoelectric
Thermometers 35—36
Stolyarov N. N.. Chashkin U. R. Thermal Capacity of
Liquid Refrigerants R13, R23, R13B1 and RC318 39
Karavn S. V.f Orekhov I. I., Filippov V. K. Enthropy
Diagram of Aqueous Solution of Lithium Bromide 41
Frolov V. L., Korznemanova L. A., Vygodin V. A.,
Chernyavsky S. M., Obukhova A. G. Rational Regime
for Storing Frozen Egg Melange 46
Filchakova N. N., Pankova R. I., Ovcharova G. P., Ru-
bina E. A., Gorshkov A. I. Change of Biological Value
and Properties of Protein in Cottage Cheese at
Refrigerated Treatment and Storage 48
For Discussion
Shlyakhovetsky V. M.f Diarra Sinye. Determination of
Thermal Insulation Thickness of Cold Store Enclosures 51
PRACTICE EXCHANGE
Apraksln V. F., Kaplan L. G., Levant B. S. Automatic
Defrosting of Brine Batteries in Cold Rooms at
Commercial Enterprises 55
Sosov V. |. Experience of Operating Rotary Compressors 57
INVENTIONS 34. 54, 57
AT SCIENTIFIC-TECHNICAL SOCIETY OF FOOD INDUSTRY
II Plenum of All-Union Council of Scientific-Technical
Societies 59
AT INTERNATIONAL INSTITUTE OF REFRIGERATION
Barulina I. D., Shuvatova E. D. From Papers of
Commission D2 at XVI International Congress of Refrigera- '
tion 59
REFERENCE DATA
Rudakov E. I. Electronic Temperature Pickup-Relay T419 61
SUMMARIES 62
© Иэдательстяо сЛегкая н пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1984 г.

Реализация Продовольственной программы СССР —
важнейшая задача пятилетки
УДК 628.84:664.8/.9.037.004.162
ВЛИЯНИЕ ТЕПЛОПРИТОКОВ
ЧЕРЕЗ ОГРАЖДЕНИЯ
НА УСУШКУ ПРОДУКЦИИ
И ПОКАЗАТЕЛИ УСТАНОВОК
ТЕПЛОВЛАЖНОСТНОЙ
ОБРАБОТКИ ВОЗДУХА
Кайд техн. наук В. И. ИВАХНОВ,
канд. техн. наук М. П. КУЗЬМИН,
канд. техн. наук Л. Н. ТИХОМИРОВА,
k канд. техн. наук И. А. КОРТНЕВ
Современная технология хранения
пищевых продуктов, в частности
плодов и овощей, требует оснащения
холодильных камер установками тепловлаж-
ностной обработки воздуха,
обеспечивающими оптимальные параметры
воздушной среды [1] и тем самым —
сокращение потерь растительной
продукции при ее длительном" хранении. "
На режимы работы и характеристики
таких установок существенное влияние
оказывают теплопритоки через
ограждения холодильных камер. В связи с
этим были проанализированы схемы
активного вентилирования в камере
хранения овощей насыпью,
оборудованной установкой тепловлажностной
обработки воздуха, с целью выявить
вариант схемы, при которой влияние те-
плопритоков на работу установки
минимально. Эффективность схем оценивали
по величине усушки растительной
продукции и общему расходу холода.
Рассмотрены три варианта схем
активного вентилирования (рис. 1): без
перехвата теплопритоков — вариант /,
с перехватом теплопритоков в
воздушной рубашке только во время работы
установки — вариант //, с полным по-
Ьстоянным перехватом теплопритоков.в
воздушной рубашке — вариант ///.
Вариант / — охлажденный в
воздухоохладителе воздух вентилятором на-
. гнетается в подпольные каналы, где
увлажняется, и из них поступает в
насыпь продукции. Выходящий из насыпи
воздух Засасывается вентилятором и
снова подается в. воздухоохладитель.
«По этой схеме в период работы
установки (охлаждение продукции) и в период
ее отключения (отепление продукции)
большая чисть теплопритоков через
ограждения проникает в насыпь.
Вариант // — охлажденный в
воздухоохладителе воздух после насыпи
продукции проходит в воздушную рубашку
и здесь перехватывает теплопритоки;
дальнейшее его движение аналогично
движению по схеме варианта /.
Вариант /// — обработанный в
установке воздух движется так же, как и
в варианте /. В воздушной рубашке
воздух охлаждается индивидуальной
(вспомогательной) холодильной
машиной и имеет самостоятельную схему
движения: воздухоохладитель —
вентилятор — воздушная рубашка —
воздухоохладитель. Этот воздух полностью
перехватывает теплопритоки через
ограждения, и они до насыпи не доходят.
Для рассмотрения приняли
получивший широкое распространение
цикличный метод работы установки,
обусловленный позиционной системой регули-
Рис. 1. Схемы активного вентилирования с
установкой тепловлажностной обработки воздуха;
I—III — варианты схем; / — вентилятор; 2 —
воздухоохладитель; 3 — подпольные каналы; 4 — увлажнитель; 5 —
насыпь продукции; 6 — воздушная рубашка; 7 —
воздухоохладитель вспомогательной холодильной машины; 8 —
вентилятор вспомогательной холодильной машины

рования температуры в камере. Под
циклом понимается сумма
продолжительности работы воздухоохладителя
(охлаждение продукции)
и
продолжительности его простаивания до
очередного включения (отепление
продукции) тотп.
Усушка продукции (количество
влаги, испарившееся из нее в течение
часа), Ww кг/ч, описывается
зависимостью
(dn-dA) /,3600
1000
A)
где <*д и dn
влагосодержания воздуха до и
после насыпи продукции, г/кг;
L — расход воздуха, проходящего
через насыпь продукции, кг/с.
Расход холода или тепловая
нагрузка Q0, кВт, на воздухоохладитель
установки в общем случае для схемы тепло-
влажностной обработки воздуха
подсчитывают по выражению:
Qo-pn + Qorp+QeT+QK+Qyn B)
где Qn —- полное количество тепла,
воспринятого воздухом в насыпи продукции
в период ее охлаждения, кВт;
Qorp — теплоприток через ограждения, кВт;
QBT ¦»— тепловой эквивалент работы
вентилятора, кВт;
QK — теплоприток через стенки
подпольных каналов, кВт,
Qy — теплоприток из системы
увлажнения, кВт. ,
Воздух, охлажденный в
воздухоохладителе, проходя через насыпь
продукции^ воспринимает от нее тепло,
включающее тепло, аккумулированное
во время ее отепления (физическое
тепло) , теплоту дыхания и проникшие в
насыпь теплопритоки через ограждения,
Тогда полное количество тепла,
воспринятого воздухом в насыпи продукции
в период ее охлаждения, в общем
случае можно выразить зависимостью:
Лш~Щ&+0щк
B + AF' Д/2,
C)
где G — емкость камеры, кг;
сп — теплоемкость продукции, Дж/(кг • К);
А/, — подогрев, продукции при выключенном
воздухоохладителе, °С;
rfAbl- — теплота дыхания продукции, Вт/кг;
л —- коэффициент теплопередачи
ограждений, Вт/(м2-К);
F
площадь теплопередающей поверхности
ограждений, м2;
Д/2 — разность температур воздуха
наружного и в камере, °С.
При подсчете Qn по зависимости C)
теплопритоки через ограждения
учитывали только для варианта /, так как
в вариантах // й /// они во время
работы воздухоохладителя до продукции не
доходят. В варианте /в период охлаж-
•8
дения теплопритоки через потолок
непосредственно к продукту не поступают,
поэтому в зависимости C) величина F^rp
представляет собой разность For9—Fm
(где F — общая «площадь
теплопередающей поверхности ограждений, м2;
FnT — площадь теплопередающей
поверхности потолка, м2).
Величину QBT определяли по
производительности и напору вентилятора с
учетом расположения его
электродвигателя относительно охлаждаемого
помещения; QK — по данным типовых
проектов Гипронисельпрома; Qy — no i, d-
диаграмме при построении процесса те-
пловлажностной обработки воздуха
применительно к конкретным условиям
расчета.
Продолжительность охлаждения тохл
и отепления тотп находили из уравнений
тепловых балансов:
М'п |#д) ТОХЛ *ОХЛ'
D)
*отп»
E)
где in и 1д<— энтальпия воздуха после и до
насыпи продукции, Дж/кг.
Левая часть уравнения D) отражает
тепло, введенное ^воздухом от
продукции во время ее охлаждения, правая —
полное количество тепла, выделенного
продуктом (тепло, воспринятое при
отеплении, теплота дыхания и
проникшие в насыпь теплопритоки через
ограждения).
Левая часть уравнения E)
представляет общее количество тепла,
воспринятого продукцией за время ее отепления,
правая — теплЬ, за счет которого
отепляется продукция (теплота дыхания и
теплопритоки через ограждения).
При нахождении тохл по уравнению
(j4) теплопритоки учитывали только в
варианте/. Величина их, как и в
зависимости C), определяется разностью
^огр^-^пт- ПРИ подсчете тотп по
уравнению E) для варианта /// не учитывали'
теплопритоки через ограждения, так
как они постоянно перехватываются.
Ниже дается пример расчета по
приведенным зависимостям
применительно к холодильной камере емкостью 250 т
при хранении моркови насыпью.
На основании ранее выполненных
-исследований [2] принята наиболее
рациональная компоновка установки теп-
ловлажностной обработки врздуха с
расположением вентилятора до
воздухоохладителя, а также оптимальная
активность вентилирования (производи-

\ **$0% l
J ВМ
*ч^
yS,
//
///
Рис. 2. Схемы тепловлажностной обработки
воздуха в i, rf-диаграмме:
/—/// — варианты схем;
Д—П.— изменение состояния воздуха в насыпи; П—В —
нагревание воздуха в воздушной рубашке для варианта //ив
ъеь. пространстве между насыпью и потолком в варианте /; В—/С, —
^в^йагревание воздуха в вентиляторе; Kt— /С2 — охлаждение и осу-
Ш1иение воздуха в-воздухоохладителе; /С2—Б — нагревание
воздуха в подпольных каналах; Б—Д — увлажнение воздуха
в увлажнителе; q — удельные теплопритоки, отнесенные к
1 кг циркулирующего воздуха (индексы q соответствуют
индексам Q)
тельность установки по роздуху),
равная 10 кг/с;
Исходные данные для расчета: <7ДЫХ=
= 15 Вт/т; сп = 3,6 кДж/(кг. К); ? =
= 0,ЗВт/(м2 • К); Д/, = 1,°С; Д/2=20°С
(температура наружного воздуха 20 °С,
воздуха в камере 0 °С); ForD==500 м2;
F„t=215m2.
В соответствии с технологическими
нормами [3] средняя температура
воздуха перед насыпью принята —l°Qt
после насыпи 0°С. Для увлажнения
воздуха используется водяной пар, что
позволяет описывать процесс увлажнения
в /, irf-диаграмме линией / = ednst.
Сделано допущение, что
относительная влажность воздуха в насыпи
продукции постоянна и равна 95%. Так
как максимально возможная
относительная влажность воздуха на выходе
из насыпи составляет 100%, а
минимально возможная (при условии, что
процесс идет norf^const — 88%,
погрешность принятого допущения не пре-
"Шшает 7%.
С учетом сделанного допущения и
принятых температур воздуха до и
после насыпи определяют влагосодержа-
ние и энтальпию воздуха в этих точках.
Параметры остальных точек,
характеризующих состояние воздуха на
отдельных этапах его тепловлажностной
обработки, находят по теплопритокам
[составляющие зависимости B)] на
конкретном участке его обработки с
учетом расхода циркулирующего воздуха.
Параметры точек, по которым
построены процессы обработки воздуха
на /, d-диаграмме. (рис. 2) для всех трех
вариантов, представлены в табл. 1.
Температура воздуха после
воздухоохладителя определена исходя из
последующего его подогрева на 0,8°С в
подпольных каналах (линия К2Б на
рис. 2). Тогда количество тепла Qy,
воспринятого воздухом в увлажнителе,
равно произведению расхода
циркулирующего воэдуха на разность энтальпий
в точках Б и Д. Точка Д расположена на
пересечении линии БД с линией
равновесной относительной влажности
воздуха в насыпи.
Результаты расчета для трех
рассмотренных вариантов приведены в
табл. 2.
Указанный в табл. 2 тепловой
эквивалент работы вентилятора
вспомогательной холодильной машины
установлен исходя из следующего. Холодопро-
изводительность вспомогательной холо-
Точки
Д — до насыпи
Я — после насыпи
В — перед вентилятором *
/С, —- после вентилятора (перед воздухоохладителем)
К2 — после воздухоохладителя
Б —- после подпольных каналов (перед увлажнителем)
Номер
варианта '
/; //; ///
/; //;¦///
/
//
/
II
III
/; //; ///
/; //; ///

Температура, вС
— 1,0
0
1.13
0,3
1,23
1.4
1,1
— 1,8
— 1,0
Таб
Влагосо-
держание,
г/кг
3,33
3,58
3,58
3,58
3,58
3,58
3,58
3,21
3,21
лица 1
Энтальпия,
кДж/кг
7,33
8,96
10,08
9,26
10*17
10,38
10,0
6,2
7,0
9

Таблица 2
Расчетные показатели
Продолжительность, ч
охлаждения тохл
отепления тотп
цикла тц=тохл + тотп
Количество циклов лц—ти/тц
Продолжительность работы основной холодильной машины
в течение года тгод =» тохллц, ч
Усушка продукции, кг
за час wn
за цикл Юц«а>„Тохл
за год шгод = шцпц
Теплопритоки, кВт
Qn
Q (для варианта / QnT)
Qk
"«у
Тепловой эквивалент работы вентилятора основной
холодильной машины QBT, кВт
Холодопроизводительность вспомогательной холодильной
машины Q'Qt кВт
Тепловой эквивалент работы вентилятора вспомогательной
холодильной машины QgT, кВт
Годовой расход холода, кДж
/
23,0
37,0
60
70,3
1616
9,0
207,0
14 552
16,3
1,3
8,0
3,3
11,0
-т
—
2,32 • 108
Варианты схем
//
19,9
37,0
56,9
74,1
1474,6
9,0
179,0
13264
16,3
3,0
8,0
3,3
11,0
—
—
2,21 • 108
///
19,9
66,7
86,6
48,7
969
9,0
179,0
8717
16,3
3,0
8,0 ->
3,3
11,0
3,0
1,2
1,98- 10е
V
дильной машины Q'0 равна величине те-
плопритоков через ограждения 3,0 кВт
при условии, что воздух в воздушной
рубашке нагревается на 2°С и процесс
нагревания идет по d = const. С учетом
этого расход воздуха, циркулирующего
в воздушной рубашке, необходимый
для перехвата теплопритоков,
составляет 5800 м3/ч. По данному расходу
определены мощность электродвигателя
вентилятора и его тепловой эквивалент.
Продолжительность использования
установки ти при расчете количества
циклов -гфинята из условия ее работы
в рсенне-весенний период равной 4216 ч.
Это же значение использовано при
расчете годового расхода холода для
варианта ///.
Годовой расход холода Q0, кВт, для
вариантов /, //, III рассчитан
соответственно по формулам:
QJ- (Q„+ <Эвт+ <3к+ <?пт+ Qy) ТродЗбОО,
QF-iQu+'Qorp+GBT+QK+Qy)^
„3600,
Qln= (Q„+.Q„+ 0к+ <?у)тгод3б00+
+ (Qi+QiT)xH3600.
Из сравнения данных табл. 2 видно,
что теплопритоки через ограждения в
значительной мере влияют на
продолжительность работы холодильной
машины 6 течение года. Это, в свою
очередь, отражается на годовом расходе
холода, необходимом для обеспечения
расчетного температурно^влажностного
режима в насыпи продукции.
Наиболее выгодным вариантом, с
точки зрения меньших потерь продукции и
затрат холода за весь период хранения,
является вариант ///. Усушка
продукции при полном перехвате
теплопритоков в 1,65 раза меньше, чём в варианте
/, и в 1,52 раза меньше, чем в варианте
//. Расход холода при этом также ниже
соответственно в 1,17 и 1,12 раза.
Результаты проведенных
исследований свидетельствуют о том; что
применение охлаждающих систем,
позволяющих раздельно отводить теплоту'
дыхания продукции и компенсировать
теплопритоки через ограждения, может
дать существенный экономический
эффект, особенно при хранении
дорогостоящей продукции.
Полученные результаты могут быть
использованы при разработке
охлаждающих систем и проектировании овс^
щехранилищ. fei
Список использованной литературы
1. И в а х н о в В. И., Тихомирова Л. Н.
Повышение эффективности использования
холодильного оборудования в камерах
овощехранилищ.— «Холодильная техника», 1983,
№ 7, с. 13—17.
2. Ивахнов В. И. Тихомирова Л. Н.
Выбор рациональной схемы расположения вен*
тилятора в установках тепловлажностйой
обработки воздуха для камер хранения плодов и
овощей.— Холодильная техника, 1982, № 7,
с. 29—32.
3. Общесоюзные нормы технологического
проектирования зданий и сооружений для
хранения и обработки картофеля и овощей.
ОНТП—6—80. М.: Колос, 1981. 37 с.
10

УДК 664.8/.9.037.004.162
ПРИЧИНЫ ПОТЕРЬ ПИЩЕВЫХ
ПРОДУКТОВ В КАМЕРАХ
ХОЛОДИЛЬНИКОВ И ПУТИ ИХ
СНИЖЕНИЯ
Д-р техн. наук, проф. В. 3. ЖАДАН
Обезвоживание (усушка) —
главная причийа потерь продуктов при об-
к работке холодом и хранении.
В потерях массы плодов и овощей
на долю испаряющейся влаги
приходится более 70%. Увядшая живая
растительная ткань теряет иммунитет к
-микробиологическим поражениям. На
Поверхности жиросодержащих
продуктов животного происхождения в
результате усушки образуется пористый
(губчатый) слой, в котором усиливаются
окислительные процессы (наблюдается
прогоркание жира).
Автор поставил цель — выявить
основные причины потерь влаги
продуктами на основании анализа
полученного им обобщенного уравнения влаго-
обмена в камерах холодильников [2]
в сопоставлении с общеизвестными
фактами. Совпадение результатов
анализа с общеизвестными фактами
рассматривалось как подтверждение
достоверности математического описания
внутриштабельных тепловлажностных
процессов с помощью обобщенного
уравнения влагообмена [2] :
W = Q/zt, (\)
где W — усушка продукта за полный период.об-
работки холодом или хранения, кг;
Q —теплоЪритоки к воздуху камеры за тот
же период, кДж;
е, — тепловлажностная характеристика про-
-цесса в охлаждаемом штабеле,
представляющая собой отношение
приращения энтальпий к приращению влагосо-
держания воздуха на участке
пограничной кривой i, rf-диаграммы, относя-
^^ щемся к температуре в камере, кДж/кг.
^о,ля интервала температур от 0 до
—25 °С можно пользоваться
следующей приближенной формулой:
е, = 6385—1,21/3—335*, B)
где / — температура в камере, °С.
Уравнение A) вскрывает
энергетическую сущность влагообмена.
Прямо пропорциональная
зависимость усушки мороженого мяса от теп-
лопритоков общеизвестна.
Знаменатель уравнения A) также
отражает общеизвестные факты.
Многочисленными опытами установлено, что,
когда теплопритоки постоянны, при„сни-
жении температуры в камере с —10
до — 20°С усушка мороженых
продуктов (мясо, рыба) сокращается в 2 раза
(Д.Г.Рютов, 1956 г.), а при снижении
температуры с —20 до —30 °С — в
2,5 раза (М. А. Волков, 1982 г.).
Расчет по формуле B) с учетом
поправочного коэффициента для температуры
в камере ниже — 25 °С [2] указывает
на сокращение усушки соответственно
в 2,08 и 2,4 раза (расхождение 4 %).
Уравнение A) по своему характеру
универсально. Оно распространяется на
технологические процессы обработки
холодом и хранения продуктов живот-
лого и растительного происхождения
[2, табл 2, 3, 4].
Уравнение A) подтверждено
опытными данными ВНИИМП по охлаждению
мяса [4, табл. 1]: в 73,3% случаев
расхождение между расчетной и
опытной усушкой составляет 0—14%, а
также результатами одно- и двухстадий-
ного замораживания свинины A94 т,
18 циклов) и говядины D00 т, 20
циклов) [8]: расчетная усушка отличается
от опытной на 2,1-—10,4 %.
С понижением температуры и
ростом давления пограничная кривая на
Ы-диаграмме протекает круче,
знаменатель уравнения A) увеличивается —
усушка продукта при постоянных тепло-
притоках снижается [3].
Уравнение A) получено из
предположения, что влагообмен возникает как
вредное, но неизбежное явление при
полезном отводе тепла от продукта в
процессе первичной обработки его
холодом и в процессе холодильного
хранения, когда температура продукта
колеблется и ее приходится снижать после
каждого очередного повышения
температуры в камере.
Влагообмен на практике не всегда
сопутствует полезному теплообмену.
Например, при охлаждении и
замораживании говяжьих полутуш их тонкие
участки (шейная часть, пашина) в
конце процесса подвергаются избыточному
обдуву воздухом. Поэтому раздельная
обработка холодом задних и передних
четвертин дает возможность несколько
уменьшить общую усушку.
Избыточное вентилирование насыпи
плодов и овощей возникает при малых
удельных расходах воздуха
(наблюдаются послойное охлаждение
продукции и повышенные потери в нижнем
слое насыпи).
При обработке мясных полутуш и
11

четвертин холодом эффективными
оказываются специальные радиационные
системы охлаждения [2], позволяющие
уменьшить теплопритоки к воздуху
камеры т. е. числитель уравнения A),
Принципиально иные условия
создаются в процессе холодильного
хранения продуктов. Если потери при
обработке продукта холодом определяются
его терлофизическими
характеристиками — теплоемкостью, содержанием
воды, криоскопической температурой,
влияющей на количество вымерзающей
воды, то потери при хранении
продукта не зависят от указанных
характеристик. При постоянном среднем
значении температуры в камере на них
влияют только внешние и внутренние
теплопритоки, поэтому и средства
снижения потерь в этом случае другие.
Для камер хранения продуктов
уравнение A) можно представить в
следующем виде:
.g^ I0-4 [^ (/.-/) (l-e^J+^ + ^T^ C)
где да — усушка продукта, %;
к — коэффициент теплопередачи
ограждений камеры, Вт/(м2 -К);
F1 — удельная (приходящаяся на 1 т массы
> продукта) площадь поверхности
ограждений камеры, м2/т;
/н — средняя температура наружного
воздуха, °С;
t — средняя температура в камере, °С;
ет э — коэффициент технологической
эффективности системы охлаждения,
представляющий собой долю внешних тепло-
притоков, перехватываемых
охлаждающими устройствами, смонтированными
на внутренней поверхности ограждений
или внутри них;
q — биологическое тепло, выделяемое
продуктом, Вт/т;
qo6 — тепло, выделяемое оборудованием,
Вт/т;
т — время, с.
Из структуры формулы C) следует,
что одним из важнейших путей
снижения потерь влаги пищевыми
продуктами является совершенствование
существующих и разработка новых систем
охлаждения холодильников, которые
имели бы максимальные коэффициенты
технологической эффективности.
Высоким коэффициентом
технологической эффективности характеризуются
системы охлаждения с раздельным
отводом внешних и внутренних теплопри-
токов, в частности, во фруктоовощехра-
нилищах. Впервые в СССР такая
система охлаждения была разработана и
внедрена в опытной холодильной
камере ВНИКТИхолодпрома под
руководством А. А. Гоголина. Для перехвата
12
внешних теплопритоков в наружных
ограждениях камеры были смонтированы
рассольные змеевики, что дало
возможность приблизить температуру
внутренней поверхности ограждений к
температуре воздуха в камере.
Восемнадцатилетний положительный опыт
эксплуатации указанной системы
охлаждения «доказывает правильность метода
экранирования ограждений с целью
перехвата наружных теплопритоков» [7].
Под руководством автора была
разработана и прошла промышленное
испытание в холодильной камере для
хранения сочных сельскохозяйственных^-^
продуктов система охлаждения с раз- 1г
дельным отводом внешних и
внутренних теплопритоков, а также
использованием теплоты дыхания продуктов для
защиты их от подмораживания в
зимнее время путем подвода этой теплоты
к наружном ограждениям камеры с
воздухом, пронизывающим насыпь
продукта [1]. Результаты хранения картофеля
в экспериментальной камере с
указанной системой охлаждения и в
хранилище с активным вентилированием
картофеля в закромах (контрольный
вариант) показали, что выход товарной
продукции в первом случае был на
11,3 % выше (87,9 % против 76,6 %)
при увеличении срока хранения на
146 сут {5].
Из всех систем охлаждения
технологически наименее эффективна широко
применяемая воздушная система с
общеобменной вентиляцией (еТ9=0).
В ней воздух как хладоноситель
выполняет две функции — отводит и
внешние, и внутренние теплопритоки, причем
выполнение первой функции влечет за
собой дополнительную усушку
продукта. Там, где внутренние тепловыделения
играет существенную роль, а отводить
их удобно вентилирующим воздухе****
(фруктооврщехранилища), в техноло^
гическом отношении целесообразно
предусматривать две независимые системы
охлаждения — одну для снятия
внешних теплопритоков внекамерными
средствами (общее требование ко всем
системам охлаждения) и вторую — для
компенсации внутренних
тепловыделений.
При раздельном отводе внешних и
внутренних теплопритоков просто
решается проблема технологического
кондиционирования воздуха во фруктоово-
щехранилищах. При отсутствии
внешних теплопритоков оптимальный влаж-
ностный режим формируется самими

фруктами и овощами благодаря их
испарительной способности и теплоте
дыхания, доказательством чего служат
минимальные потери в холодное время
года, когда внешние теплопритоки
отсутствуют.
Значительные потери сочных
растительных продуктов непосредственнЬ
после уборки объясняют свойствами
«неокрепшего» покровного слоя. Между
тем действительные причины
заключаются в повышенной интенсивности
дыхания продукции,
сопровождающегося отводом в этот период большого
количества биологического тепла и
больших внешних теплопритоков,
обусловленных высокой температурой
наружного воздуха,
Воздушная система охлаждения с
общеобменной вентиляцией применяется
в настоящее время при хранении
фруктов в регулируемой газовой среде.
(РГС), что мешает использованию
больших резервных возможностей этой
прогрессивной технологии.
Формула C) вскрывает «секрет»
успешного хранения в РГС фруктов
и овощей в холодное время года,
когда преобладающим становится
отводимое от продукта биологическое тепло.
Однако из анализа этой формулы
вытекает и такой вывод: торможение
биохимических процессов (уменьшение q)
дает малый эффект, если велики
внешние теплопритоки.
Формула C) позволяет обосновать
оптимальную толщину теплоизоляции
ограждений холодильника с учетом
потерь продукта, его стоимости и
коэффициента технологической эффективности
системы охлаждения. Такое решение
с использованием этой формулы было
применено в работе [9].
Для уменьшения потерь продуктов
на старых холодильниках
целесообразно восстановление теплоизоляционных
свойств ограждающих конструкций
путем нанесения на их наружную
поверхность* дополнительного паро- и
теплоизоляционного слоя. Это актуально
прежде всего для холодильников малой
и средней емкости при хранении неды-
шащих продуктов.
В холодное время года в камере
хранения мороженых продуктов тепло,
выделяемое вентиляторами (доб), MQr
жет оказаться соизмеримым с
внешними теплопритоками, поэтому для
снижения потерь вентиляторы надо уста-,
навливать перед воздухоохладителями.
Существует мнение, что снижение
температуры хранения мороженых
продуктов на действующем холодильнике
всегда приводит к уменьшению потерь.
Это верно для районов с относительно
высокой температурой наружного
воздуха и далеко не всегда правильно
для районов или периодов времени с
низкой температурой наружного
воздуха, что доказывается формулой C):
изменение температуры в камере влияет
как на ее числитель, так и на
знаменатель.
Есть несколько аспектов
нормирования температуры хранения мороженых
продуктов, важнейший из них —
усушка. Между тем до настоящего времени
во внимание не принимался
двойственный характер влияния на нее
температуры в камере из-за невозможности
количественной оценки роли этого
фактора.
В результате расче^тов по
формулам B) и C)' нетрудно установить,
что снижение температуры в камере
с —12 до -^-20 °С при температуре
наружного воздуха 4 ЬС уменьшает
усушку мороженого продукта в 1,21 раза,
а при температуре наружного воздуха
—4 °С увеличивает ее в 1,13 раза.
Отрицательный эффект во втором случае
оОъясняется неблагоприятным
влиянием снижения температуры в камере
на числитель и знаменатель
формулы A): числитель при этом
увеличивается в 2,00 раза, а знаменатель —
всего в 1,74 раза.
Влияние температуры наружного
воздуха на усушку продуктов было
экспериментально проверено совместно с
Н. Н. Дидык во фруктохранилище
.совхоза им. У. Джандосова
Алма-Атинской области при хранении яблок сорта
Апорт. Было установлено, что
действительные коэффициенты, учитывающие
это влияние, отличались от расчетных,
найденных с помощью формулы C),
не более чем на 7%.
При проведении испытаний теплоту
дыхания яблок определяли известным
методом — по количеству выделяемого
углекислого газа.
Характер влияния температуры
наружного воздуха на усушку, как видно
из формулы C), зависит от
коэффициента теплопередачи ограждений,
емкости холодильника (определяется
величиной F')y температуры в камере,
величины внутренних теплопритоков.
В таблице приведены результаты рас-
13

Температура
наружного
воздуха, °С
2,0
8,0
9,9
15,9
Усушка за месяц w, %
мороженого мяса
при —20 °С
0,115
0,146
0,156
0,187
i
яблок при 0 °С
0,652
0,541
0,887
0,799
четов, выполненных по формуле C) для
климатических условий г. Москвы в
октябре и мае. Средняя многолетняя
температура в октябре 5,0 °С, в мае
12,9 °С. Приняли: теплота дыхания
яблок 12 Вт/т, амплитуда колебаний
температуры наружного воздуха 6 °С (при
сохранении средней многолетней),
коэффициент теплопередачи
ограждений 0,25 Вт/(м2 * К) удельная площадь
ограждений 1,77 м2/т, что соответствует
приблизительно емкости холодильника
5000 т (по типовому проекту Гипрохо-
лода 701—4—32).
Расчет проведен для воздушной
системы охлаждения с общеобменной
вентиляцией при установке вентилятора
до воздухоохладителя (^об^О)-
Табличные данные вскрывают
интересную особенность дышащих и неды-
шащих продуктов с точки зрения
влияния температуры наружного воздуха.
Несмотря на более общутимое
изменение feMnepafypHoro напора в случае
хранения яблок (почти в 8,0 раз
вместо 1,6 раза для мяса) усушка их
при повышении температуры наружного
воздуха с 2,0 до 15,9 °С возрастает
в 1,22 раза, а мороженого мяса —
в 1,63 раза, что объясняется
определяющей ролью теплоты дыхания яблок.
Иным будет указанное соотношение
для холодильников малой емкости.
Расчет показывает, что при удельной
площади поверхности ограждений 3 м2/т
усушка яблок возрастает при
повышении температуры наружного воздуха
от 2,0 до 15,9 °С в 1,76 раза.
Существующие нормы в
определенной мере учитывают влияние
температуры наружного воздуха и емкости
холодильников на усушку продуктов
(она разная'для разных климатических
зон и зависит от времени года и
емкости холодильника). Точный же учет
указанных факторов возможен с
помощью формулы C), которую
целесообразно использовать при разработке
теоретических основ нормирования
потерь пищевых продуктов.
14
Наибольшие возможности снижения
потерь пищевых продуктов при
хранении заключаются в уменьшении
удельной площади поверхности
ограждающих конструкций камер F'. При этом
положительный технологический
эффект в большинстве случаев
сопровождается экономией материальных и
энергетических ресурсов.
Исходя из этого необходимо:
во-первых, при проектировании
холодильников бриентироваться на их
максимально допустимые емкость и
высоту грузового пространства (последнее
важно для одноэтажных
холодильников, в которых на долю покрытия
приходится 40—60% общей площади
ограждений);
во-вторых, при эксплуатации
холодильников максимально загружать
камеры продуктом.
Для реализации второго требования
целесообразно:
внедрять новые средства
штабелирования продукции на большую высоту
с оставление^ минимального
свободного пространства сверху;
ликвидировать проходы в камерах,
хранить фрукты и овощи в виде
одного сплошного штабеля в условиях
активного вентилирования продукции,
загружаемой насыпью (корнеплоды,
капуста, лук), или в таре (фрукты).
Хранение фруктов и овощей без
проходов в камерах с использованием
системы активного вентилирования и
надежных средств воздухораспределения
может заметно снизить потери
благодаря уменьшению в 1,5—1,7 раза
удельной площади ограждающих
конструкций. Этим прежде всего объясняется
высокая технологическая
эффективность системы активного
вентилирования при хранении картофеля и овощей
насыпью.
В литературе нередко встречаются
неправильные, на взгляд автора,
толкования роли отдельных факторов в
усушке продуктов. Например, меньшую
усушку жирного мяса, по сравнению
с тощим, при охлаждении и замора-
живайии объясняют наличием на его
поверхности защитного жирового слоя,
который уменьшает коэффициент
испарения влаги. Дело не в коэффициенте
испарения, а в том, что при обработке
холодом от жирного мяса отводится
меньше тепла, поскольку его
теплоемкость и количество вымерзающей воды
в нем меньше.

Считают, что при более плотной
укладке штабелей затрудняется поступле-*
ние в них воздуха и поэтому
уменьшается усушка. Между тем плотная
укладка штабелей — одно из средств
увеличения общей загрузки камеры,
т. е. уменьшения <Эуд.
Во многих работах по исследованию
усушки продуктов содержится
рекомендация снижать температурный напор
в охлаждающих приборах.
Действительно, для камер, оборудуемых
батареями, с уменьшением температурного
напора требуется увеличение площади
поверхности батарей, т. е. степени
экранирования ими ограждающих
конструкций камер (возрастает
коэффициент технологической эффективности
системы охлаждения ет э).
Д. Г. Рютов писал [6]: «Считается,
что чем больше перепад температур,
тем больше холодильная батарея
конденсирует влагу и тем больше потеря
продукта от усушки. Этот взгляд
неправильный». Он установил, что .при
температурном напоре, изменяющемся
в действующих охлаждающих приборах
в пределах от 5 до 15 °С, удельная
усушка продукта, кг/кДж, не зависит
от этого показателя.
На основании вышесказанного можно
сделать следующие выводы.
При заданной температуре в
камере практически единственной причиной
потерь пищевых продуктов являются
теплопритоки к воздуху камеры.
При проектировании систем
охлаждения необходимо предусматривать
максимальный перехват внешних тепло-
притоков охлаждающими
устройствами, монтируемыми на наружных
ограждениях камер или внутри ограждений.
Заслуживают внимания дальнейшее
изучение и использование на практике
технологических особенностей
динамической изоляции, а также применение
систем охлаждения, обеспечивающих
раздельный отвод внешних и
внутренних теплопритоков.
В целях снижения потерь влаги
продуктами следует увеличивать
сопротивление влагообмену, определяемое теп-
ловлажностной характеристикой
процесса. Это может быть достигнуто
экономически обоснованным применением
низкотемпературного холода при
избыточном (в ряде случаев) давлении
охлаждающего воздуха [3].
Температуру хранения мороженых
продуктов необходимо нормировать с
учетом температуры наружного
воздуха, а так как она в разных
климатических зонах разная и зависит от
календарных сроков хранения,
нормативный температурный режим
хранения мороженых продуктов должен быть
дифференцированным — в зависимости
от указанных факторов. Соблюдение
этого требования обеспечит как
снижение потерь продукта, так и экономию
энергии.
Успешное хранение фруктов и овощей
в условиях, в которых тормозятся
биохимические процессы (регулируемая и
модифицированная газовые среды, ги-
побарическое хранение), возможно,
только если в общих теплопритоках на
долю теплоты дыхания продукции
приходится не менее 60%.
Список использованной литературы
1. А.с. Но 495509 (СССР).
2. Ж ада н В. 3. Термодинамическая теория теп-
ловлажностных процессов в камерах
холодильников. — Холодильная техника, 1979, № 6,
с. 39—44.
3. Жадан В? 3., Кузьменко А. И.
Влияние давления воздуха на потери пищевых
продуктов при охлаждении и замораживании.—
Холодильная техника, 1982, № 8, с. 14—16.
4. О применимости формул В. 3. Жадана
для определения потерь при холодильной
обработке мяса и шпика / В. В. ГусляНников,
3. И. Жокина, Н. К. Федорова и др.—
Холодильная техника, 1981, № 2, с. 46—49.
5. Рос лов Н. Н. Типовые проекты хранилищ
картофеля и овощей и их дальнейшее
совершенствование.— В кн: Научные труды
ВАСХНИЛ. М., 1979, с. 117—126.
6. Рютов Д. Г. Закономерности усушки
мороженого мяса при хранении.— Труды ТИХП,
1956, т. 10, с. 10—21.
7. Технологическое кондиционирование
воздуха при производстве и хранении пищевых
продуктов/А. А. Гоголин, Е. М. Агарев,
Л. Н. Тихомирова и др.— Холодильная
техника, 1981, № 11, с. 37—39.
8. Чумак И. Г., Онищенко В. П. О
термодинамической теории, тепловлажностных
процессов в камерах холодильников.—
Холодильная техника, 1981, № 3, с. 44—48.
9. Чумак И. Г., Погон ц ев В. Г. О выборе
толщины тепловой изоляции ограждающих
конструкций холодильников.— Холодильная
техника, 1982, № 11, с. 47—51.
15

УДК 536.24:725.355
АНАЛИЗ ТЕПЛОВЛАЖНОСТНЫХ
ПРОЦЕССОВ В КАМЕРАХ
ХРАНЕНИЯ НЕУПАКОВАННЫХ
ГРУЗОВ ,
Н. И. ЧУМАК,
канд. техн. наук В. П. ОНИЩЕНКО
Холодильной обработке в настоящее
время подвергаются миллионы тонн
пищевых продуктов, что обусловливает
актуальность проблемы снижения их
потерь и сохранения качества как
важного резерва продовольственных
ресурсов.
Одной из причин потерь продуктов
является их усушка при охлаждении,
замораживании и хранении, которая
приводит также к снижению
эффективности работы приборов охлаждения и
повышению расхода электроэнергии на
производство холода.
При проектировании и эксплуатации
холодильников используют
рекомендации по уменьшению усушки продуктов,
вытекающие «из обобщения опыта
многолетней эксплуатации
холодильников и из имеющих неоценимое
практическое значение теоретических раз-
~т. работок Д. Г. Рютова, Г. Б. Чижова,
С. Г. Чуклина, А. А. Гоголина и др.
ХЭднако расчетные зависимости,
описывающие испарение влаги из
продуктов или ее десублимацию на приборах
охлаждения, часто содержат трудно
определяемые физические характеристики
продуктов, громоздки и ими трудно
оперировать при анализе тепловлаж-
ностных процессов [6]. В связи с этим
для практических расчетов применяют
простые зависимости [1,6—8],
вытекающие из тепловлажностного
отношения, выраженного через общие тепло-
притоки Q или их влажную»
составляющую QBJI. Например, в работе [7]
рекомендуется соотношение
где Q0 — общие теплопритоки, которые в отличие
от Q содержат в себе радиационную
составляющую; .
5 — коэффициент влаговыпадения;
ал, ак — соответственно лучистый и
конвективный коэффициенты теплоотдачи.
В работе [1] предложено
соотношение
16
Для нестационарных тепловлажност-
ных процессов ассимиляции влаги
воздухом предложена зависимость [8]
Я.-Шр*. C)
где еб — безразмерное отношение различных
тепловлажностных характеристик
воздуха.
Авторы '[1, 7, 8] аргументированно
выделяют области справедливости
соотношений A) — C), причем именно
выделение QM из общих теплопритоков Q
является общей чертой расчетов усушки
ДС При этом при переходе от (?вл
к AG используется множитель r(t),
равный теплоте испарения или
сублимации влаги, вычисленной для
некоторой средней температуры воздуха t.
В работах [2, 3] множителем между
теплопритоками Q к воздуху и массой
AG, выделившейся или усвоенной им
влаги, является тепловлажностное
отношение г;ь трактуемое как е процесса
при (p = const = l и зависящее только
от средней температуры воздуха,
участвующего в процессе:
/HG = Q/et, D)
Легко видеть, что зависимости
A) — C), с одной стороны, и D),
с другой, обнаруживают разный подход
к исследованию тепловлажностных
процессов, протекающие в камерах
холодильников. При этом наличие в D)
величины Q подчеркивает нечеткость фи-
ч зических представлений, поскольку
очевидно, что усушка AG связана не с
общими теплопритрками Q, а с некоторой
их долей (даже с вычетом
радиационной составляющей).
В настоящей работе предпринята
попытка разработать единый подход
к вычислению AG как через r(t)9 так
и через е на основе термодинамического
анализа процессов тепломассообмена
влажного воздуха с продуктом или
приборами охлаждения в камерах
холодильников.
Энтальпия / влажного воздуха
зависит от трех независимых переменных:
барометрического давления р,
температуры / и относительной влажности <р,
либо р, t и влагосодержания rf, либо
других возможных сочетаний трех из
перечисленных переменных. Если
исходить из выражения
'-W+('f+*ii'K E)
гДе ^с.в» сп — удельная теплоемкость
соответственно сухого воздуха и паров воды;

r0 — теплота испарения или сублимации
паров воды при 0°С,
то приращение Д/ энтальпии воздуха
в процессе его тепломассообмена может
быть представлено (при р = const) как
M|)^+(|W
F)
Здесь тепловлажностное отношение
(^)9=const следует обозначить как ег
Его. рассчитывают по формуле:
(р-фр")
ч>р
V dt /
*д
-с* Б1 (р-фР")+спФР"
+ r0+cnty G)
где р" (t) — давление насыщенного пара воды;
Rn#c— газовые постоянные соответственно
для паров воды и сухого
воздуха.
Величина ( ^-)d всегда отрицательна
и определяется соотношением:
(*) Р" \с +с *-< ФР 1(8)
Формально еф совпадает с е, из
формулы D), однако в отличие от е,
величина еф существенно зависит как от /,
так и от ф [9]. Для тепловлажностного
отношения в произвольном процессе
8 = Д//Дй из F) получаем:
Аф
(9)
Поскольку абсолютные значения
\7fJd порядка 10—20, а отношение
Дф/Дс/ в различных процессах может
быть от — оо до + оо в зависимости
от величины и знака Дф и Дй,
тепловлажностное отношение е, даже при
сколь угодно малых Дф и Дй, может
в несколько раз отличаться от ev
Поэтому соотношение D) для расчета
AG можно применять только для узкого
класса тепловлажностных процессов,
строго протекающих при ф=0,9§=соп8^
что характерно для фруктохранилищ,
где в результате выделений тепла
и влаги из продукта формируются
специфичные температурно-влажностные
поля воздуха в штабеле. В целом
вычисление &d или AG = mAd (где т -*-
масса воздуха, участвовавшего в
процессе) может быть проведено через
еф из F):
2 Холодильная техника № 2
bd
AG =
«-(?)
дер'
<*ДФ
-m(D
A0)
<*ДФ
Уравнения A0) подтверждают, что
AG определяется не общими тепло-
притоками Q, а соотношением между
различными их долями, что йельзя
учесть введением всякого рода
коэффициентов эффективности [2, 3] и т. п.
Кроме того, Д G зависит от трех величин:
Q, т и Дф, которые, к сожалению,
во всех экспериментальных
исследованиях одновременно не измерялись
(помимо Q, т и Дф существенную роль
играют и изменения общего
барометрического, давления р).
С другой стороны, из выражения E)
вытекает:
где свл=ссв + сп</.
Отсюда получаем:
М—сапМ
Arf =
AG =
г {t) '
Q—mcBJlM
r(t)
(И>)
В отличие от A0), в A2) член /лсвлД/
имеет четкий физический смысл,
определяемый [1, 6—8] как «сухая»
часть Qcyxобщих теплопритоков Q к
воздуху. Поскольку Д/ с требуемой
точностью установить легче, чем Дф,
формула A2) предпочтительнее формулы
A0), тем более, что она допускает
возможность выделения «влажной»
части общих теплопритоков (BВЛ=
= Q—Qcvx)- В то же время сравнение
A0) и A2) указывает на идентичность
рассмотренных здесь двух подходов
к расчету AG, если Дф определять через
Q, т иД/:
Аф =
Q A— 5* )
4 у r(tV
,di_
дф'
mGrJd
'<'><?>-
A3)
Качественный анализ A0) и A3)
показывает, что большие скорости
движения воздуха (Q, т) в сочетании
с его низкими температурами (еф)
должны обеспечить меньшую усуш-
17

ку AG. В целом же расчет AG и анализ
экспериментальных данных по AG
необходимо проводить на базе знания
законов изменения величин р, Q, т, ф или t
в процессе взаимодействия воздуха
с продуктом или прибором охлаждения.
При отсутствии таких сведений
представляет интерес аргументированный
полуэмпирический метод расчета AG,
как, например, основанный на A2)
метод определения соотношения
«сухого» и «влажного» количеств тепла
в общих теплопритоках Q к воздуху:
Величину ld можно представить
также в виде %d=l+n, где п —
количество «сухих» долей тепла,
приходящихся на одну «влажную» в общих
теплопритоках.
Следуя вышеизложенному, для %d
справедлива строгая формула:
Ьг-т---
6Ф+
r(t)
A4)
и для полуэмпирических расчетов
важно, чтобы 1а или аналогичная
другая величина как можно слабее
зависела от /и ф.
Имея соотношение для расчета %ф
по A2), A4) легко определить
количество воздуха GB, который переносит
1 кг влаги:
С.=
r(t)n
cnAt
r(t)lld-l]
caAt
A5)
Отсюда видно, что ?rfj или n=\d—1,
характеризует способность воздуха
транспортировать водяной пар в
зависимости от t и ф. Величины /г, h,d
очевидным образом связаны с
коэффициентом | формул A) — C), однако
важным является построение
полуэмпирической методики их расчета через
Q, t, ф, А/ и Аф. В этом плане
соотношение A0) указывает на
принципиальную несхожесть процессов
усвоения влаги (Дф>0) и влаговыпадения
(Дф<0), что определяет как различие
этих физических процессов, так и
различие в способах оценки gd для них.
На рис. 1 в /, d-диаграмме
иллюстрируются процессы тепломассоперено-
са, протекающие в камерах хранения
при отсутствии внешних источников
влаги, а на рис. 2 представлена
схема соответствующих потоков teплa
и влаги с выделением принципиально
различных участков процесса.
18
Рис. 1. Процессы тепло- и массообмена в камере
хранения в холодильнике:
1—3 — ассимиляция тепла воздухом в камере; 2—3 — тепло,
переданное продукту; 3—4 — ассимиляция воздухом
испарившейся влаги; 4—6 — охлаждение воздуха до температуры
точки росы; 5—1 — осущение воздуха; 6—/ — смешение
воздуха, при этом 6 может смещаться в сторону 9 по
9=1
*Ай\
ч
?
При6ор\

охлаждения
L.
/кДж
%
1кДж\
wpody/<t
Ь-tt
Рис. 2. Тепловой баланс камеры хранения:
/—2 — ассимиляция тепла воздуха в камере; 2—3 — тепло-
и массообмен с продуктом; 3—4 — транспортировка воздухом
тепла и влаги к приборам охлаждения
На участке /—3 воздух
подогревается общим теплопритоком,
воспринимая его «сухим» теплообменом в
количестве 1 кДж. |</=(/г+1) • 1 кДж,
а на участке 2—3 отдает тепло
продукту в количестве 1 кДж, ассимилируя
одновременно водяной пар массой,
эквивалентной 1 кДж тепла, затраченного
на его испарение. На участке 3—4
воздух транспортирует %d • 1 кДж
тепла, если здесь нет дополнительных его
источников. На участке 4—/ воздух
охлаждается и отдает влагу приборам
охлаждения.

На базе приведенной на рис. 1, 2
принципиальной схемы по формуле A4)
рассчитаны значения величины 1/?Л
определяющей долю общих
теплопритоков, затрачиваемую на испарение или
сублимацию воды из продукта. При
этом Аф и А/ при вычислении отношения
Дф/Ad оценены с учетом начальной
точки процесса и соответствующей ей точки
росы [1] для процесса влаговыпадения
и температуры по влажному термометру
для процесса влагоусвоения.
Полученные таким образом значения l/?d для
случая влагоусвоения приведены на
рис. 3 и в табл. 1 и могут быть
использованы для расчетов AG и
анализа тепловлажностных процессов в
камерах холодильников.
Например, в камере хранения с
батарейной системой охлаждения: / =
= — 20 °С; ф = 0,98; ?=1,15; ^ = 7,66;
подохлаждение воздуха Д/ = 1°С; съл=
= 1,029 кДж/(кг • К); количество
тепла, переносимого воздухом при
ассимиляции 1 кг водяного пара, состав-
-30 -20 -10 О /О 20 30t,°C
Рис. 3. Зависимость коэффициента влагопереноса
Id от / и ф
Таблица 1
Значения l/%j
Ф = 0,95 ф = 0,9 <р = 0,85
5
0
—0
—5
— 10
— 15
—20
—25
—30
0,47
0,39
0,45
0,36
0,27
0,20
0,14
0,093
0,060
0,45
0,39
0,43
0,34
0,26
0,19
0,135
0,090
0,057
0,44
0,36
0,42
0,33
0,25
0,18
0,13
0,084
0,054
ляет r(t) • ld кДЖ; масса воздуха для
этих условий по A5) GB= 18652 кг.
Если при той же температуре воздуха
применить в камере систему воздушного
охлаждения, то: ф = 0,83; ? = 1,114;
^=9,82; GB=24642 кг. Это означает,
что при системе воздушного
охлаждения увеличивается доля «сухого»
теплообмена в общем теплообмене
примерно на 32%. Если в камерах с системой
воздушного охлаждения осуществлять
перехват наружных теплопритоков и
уменьшить приток тепла от
электродвигателей путем перестановки
вентиляторов на вход воздухоохладителей,
то и при общеобменной вентиляции
можно снизить усушку на 20—25 %.
Обращает на себя внимание
скачкообразное изменение \d при переходе
через 0 °С, что объясняет известный
факт увеличения усушки AG при
переходе от температуры воздуха 1 °С к
температуре —2 °С.
С использованием значений gd
получены и представлены в табл. 2 значения
AG/Q = 1/ [/*(/)gj, которые
сравниваются с экспериментальными данными
[4]. В табл. 3 результаты расчетов
усушки AG сравниваются с
экспериментальными данными [5], полученными
в камере емкостью 800 т с системой
воздушного охлаждения при
следующих условиях: tB = — 17,8°С; фв=0,86~
-т-0,9; на техническом этаже /вт=
= —19,5°С, фвт=0,9; l/grf=0,074 по
температуре точки росы и 1/^=0,125 по
температуре влажного термометра;
общие теплопритоки Q = 134080 кДж, из
них 54000 кДж от электродвигателей
вентиляторов; вентиляторы
расположены до воздухоохладителя. Как
видно, расчетные и экспериментальные
данные хорошо согласуются между
собой.
На основании вышеизложенного
можно сделать следующие выводы.
Зависимости A) — C) описывают
величину усушки с погрешностью, которая
обусловлена точностью
полуэмпирического определения значений g или
%d конкретного тепловлажностного
процесса.
Предложенный в настоящей работе
полуэмпирический метод определения
?d предпочтительнее известных,
поскольку он теоретически более
обоснован в рамках психрометрической
теории, отражает зависимость ?,d как от t,
так и от ф. Хорошее согласование
2*
19

Таблица 2
t у
— 10
—20
(AG/Q) • 105, кг/кДж
Расчет
9=1
9,45
4,86
Ф=0,95
9,10
Пересчет для условий
эксперимента:
9,10A—0,317) =6,21
4,68 *
Пересчет для условий
эксперимента:
4,68A—0,329) =3,14
Ф = 0,9
8,75
4,50
Эксперимент
Батарейная система
охлаждения
6,45—6,20
(при ер э=0,317)
3,35 (при / = —18 °С,
ерэ=0,329)
Система воздушного
охлаждения
8,36 (при ерэ=0)
4,78 (при / = —18 °С)
Примечание. Экспериментальные значения &G/Q для камеры
при ф=0,95, а для камеры с системой воздушного охлаждени!
с батарейной системой охлаждения сравниваются с расчетными
t с расчетными при <j>=0,9.
Таблица 3
Продукт
Говядина
Говядина
(контроль)
Масса, т
650
в том числе
40,269
по норме
кг
5976
370,2
%
0,747
0,919
AG за 1776 ч (III кв.)
фактическая
кг ,
381
%
0,945
расчетная, кг
по B)
6129
379,7
по C)
6180
382,26
расчетных и экспериментальных данных
по AG/Q и AG (см. табл. 2, 3) позволяет
рекомендовать значения %d для
практических расчетов по формулам A) — C)
с учетом радиационных теплопритоков.
Использование психрометрических
соотношений G) —A0) и A2) для
расчета AG или анализа
экспериментальных исследований предполагает
знание или измерение четырех
независимых величин t, p, ф, т или Q в течение
всего тепловлажностного процесса. В
противном случае сравнение
результатов психрометрической теории с
экспериментальными данными
представляется некорректным.
Расчет усушки с использованием
тепловлажностного отношения еф или
е, [2, 3] можно проводить только
наряду со строгим расчетом е процесса
в целом по G) — (9).
Список использованной литературы
1. Гоголин А. А. Кондиционирование воздуха
в мясной промышленности. М.: Пищевая
промышленность, 1966. 239 с.
2. Жадан В, 3. Теплофизические основы
хранения сочного растительного сырья на пищевых
предприятиях. М.: Пищевая промышленность,
1976. 237.
3. Жадан В. 3. Термодинамическая теория
тепловлажностных процессов в камерах
холодильников. — Холодильная техника, 1979, № 6,
с. 39—44.
4. Рютов Д. Г. Пути уменьшения потерь при
хранении мороженого мяса. — В кн.: Доклады
от СССР девятому Международному конгрессу
холода. М.: Госторгиздат, 1957, с. 60—67.
5. Хранение мороженого мяса в камерах с
воздушным охлаждением /Д. Н. Ильинский,
С. Н. Роговая, А. Т. Борщ и др. — Холодильная
техника, 1977, № 3, с. 40—42.
6. Ч и ж о в Г. Б. Теплофизические процессы
в холодильной технологии пищевых продуктов.
М.: Пищевая промышленность, 1971. 302 с.
7. Чу клин С. Г., Никульшина Д. Г.,
Чумак И. Г. Примеры расчетов холодильных
установок. М.: Пищевая промышленность,
1964. 381 с. <
8. Чумак И. Г., Чепурненко В. П., Чу к»
лин С. Г. Холодильные установки. М.:
Легкая и пищевая промышленность, 1981. 342 сЛ
/§) Чумак И. Г., О н и щ е н к о В. П. О термо-
динамической теории тепловлажностных
процессов в камерах холодильников. —
Холодильная техника, 1981, № 3, с. 44—48.
20

УДК 664.8/.9.037.004.162
ВЛИЯНИЕ ЗАГРУЗКИ КАМЕР
ХРАНЕНИЯ НА ПОТЕРИ
МОРОЖЕНЫХ ПРОДУКТОВ
Канд. техн. наук Г. К. МНАЦАКАНОВ,
И. В. БУШТА
Неполная загрузка камер хранения
мороженых неупакованных продуктов
ведет к возрастанию потерь от усушки.
По расчетам Д. Г. Рютова [3], при
уменьшении загрузки камеры
продуктами со 100 до 20% относительная
усушка мороженого мяса при
температуре —10 °С увеличивается в 4,2
раза. Одновременно с этим абсолютная
усушка мяса уменьшается лишь на
18%.
> Проанализировав полученные
результаты, Д. Г. Рютов сделал вывод,
что абсолютная усушка за
определенный промежуток времени почти не
зависит от загрузки камеры. В
статье [4] указаны лишь емкость камеры
и температура воздуха в ней, однако
отсутствуют другие характеристики теп-
ловлажностного режима и
характеристики хранимого продукта,
необходимые для расчета усушки.
Расчеты, выполненные по методике
Д. Г. Рютова, показали, что данные,
приведенные в статьях [3, 4], могли
быть получены для камеры с батарейной
системой охлаждения и малыми
удельными тепловыми нагрузками на батареи
при хранении мороженого мяса с
высокой испарительной способностью.
Авторами проведен анализ влияния
систем охлаждения на усушку
хранимых продуктов при различных
загрузках камер одноэтажного холодильника.
Для сравнения были выбраны три
одинаковые камеры емкостью по 500 т,
оборудованные панельной системой
охлаждения, воздухоохладителями и оре-
бренными однорядными батареями.
Температуру воздуха в камерах
приняли равной —20 °С при температуре
; кипения хладагента —30 °С; общую
тепловую нагрузку камер с батареййой
и панельной системами охлаждения —
равной по 12 кВт, а камеры с
воздушной системой охлаждения — 14 кВт.
Камеры загружались говядиной
средней упитанности. При этих условиях
были получены значения абсолютной
и относительной усушки продукта в
зависимости от степени загрузки камер.
Расчеты вели по методике Д. Г.
Рютова [3] и методике, разработанной
авторами [1, 2]. Обе методики
показали хорошую сходимость расчетных
данных с результатами промышленных
испытаний [2].
Результаты расчетов приведены на
рисунке. На графике виден одинаковый
характер кривых, построенных по
результатам расчетов, выполненных по
обеим методикам для камеры с
батарейной системой охлаждения (кривые 2
и 3).
Анализ данных, представленных на
рисунке, показывает, что абсолютная
усушка продукта больше всего зависит
-от степени загрузки камеры при
воздушной системе охлаждения и меньше
всего — при панельной. Уменьшение
загрузки со 100 до 60% приводит к
снижению абсолютной усушки мяса в
камере с воздушной системой охлаждений
на 18%, с батарейной системой — на
13% и с панельной системой — на 11%,
а со 100 до 20% — соответственно
на 57, 47 и 41 %. В то же время
относительная усушка продукта резко
возрастает: при уменьшении загрузки
со Г00 до 20% в камере с воздушной
системой охлаждения — в 2,1 раза,
с батарейной системой — в 2,5 раза,
с панельной системой — в 3 раза.
Качественный анализ этих
результатов проведен с помощью уравнения для
расчета усушки хранимых продуктов,
полученной авторами [1]:
где # =
1
ап <*п.о/
хп> ап.о — конвективный коэффициент
теплоотдачи у поверхности соответствен-
№,кг/ч
№%/гоЗ
Зависимость усушки AG мороженого мяса от
степени загрузки Е камеры:
/ — абсолютная усушка*, // — относительная усушка;
/ — воздушная система охлаждения; 2 — батарейная система
охлаждения, расчет по методике Д. Г Рютова; 3 — то же,
расчет по методике авторов; 4 — панельная система
охлаждения.
21

но продукта и прибора
охлаждения со стороны воздуха;
Fno —площадь наружной теплопередаю-
щей поверхности приборов
охлаждения;
? = Рл/рп —отношение коэффициентов
испарения льда и мороженого мяса;
Fr — площадь поверхности продукта,,уча-
ствующая в тепло- и влагообмене;
dj,dj0 —влагосодержание насыщенного
воздуха при температуре
соответственно продукта и поверхности приборов
i охлаждения;
с — удельная теплоемкость воздуха
камеры.
Это уравнение позволяет проследить
изменение условий переноса влаги в
камере в зависимости от степени ее
загрузки.
Как показал анализ результатов рас-
чета, величина -я—-il°- практически по-
cb r
стоянна для каждой системы
охлаждения (разница не более 3%). Таким
образом, усушка продукта будет
зависеть от произведения NFn.
Площадь поверхности продукта Fn
изменяется прямо пропорционально
загрузке камеры.
Комплекс N учитывает условия
конвективного теплопереноса у
поверхностей продукта и приборов охлаждения.
Чем больше N, тем больше при
прочих равных условиях абсолютная
усушка продукта, которая зависит от
соотношения величин ап и апо/. При
значительной загрузке камеры, 100—60%,
наибольшее сопротивление влагопере-
УДК 621.565.9.004.183
СНИЖЕНИЕ
ЭНЕРГОПОТРЕБЛЕНИЯ
ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ
МОРОЗИЛЬНЫХ АППАРАТОВ
Канд. техн. наук А. Г. ИОНОВ,
С. М. МОРГУНОВ
Снижение общего энергопотребления
при эксплуатации морозильных
аппаратов может быть достигнуто путем
предотвращения в процессе
замораживания адгезии продуктов к
поверхностям блок-форм или морозильных
плит. До последнего времени данному
22
носу оказывает слагаемое , т. е. ус-
«п.о/
ловия тепловлагообмена у прибора
охлаждения. С уменьшением загрузки
камеры до 50—30% на абсолютную
усушку начинает влиять сопротивление вла-
гопереносу на границе продукт —
воздух камеры, так как абсолютные
значения слагаемых в комплексе N
становятся близкими. При малых
загрузках, 20 % и ниже, основным
сопротивлением становится — и кривая абсо-
лютной усушки идет круче.
Таким образом, на усушку продукта
при загрузке камер до 50%
существенное влияние оказывает не только *
осушающая способность приборов
охлаждения [3], но и испарительная
способность хранимого продукта.
Список использованной литературы
1. Мнацаканов Г. К., Бушта И. В.
Температура поверхности продукта при
холодильном хранении.— В кн.: Холодильная техника
и технология. Киев, 1982, вып. 34, с. 115—
119.
2. Мнацаканов Г. К., Бушта И. В.,
Чумак Н. И. Процессы тепло- и массообмена
в камерах хранения мороженых грузов.—
Холодильная техника, 1978, № 12, с. 22—26.
3. Рютов Д. Г. Закономерности усушки
мороженого мяса при хранении.— Труды ЛТИХП,
1956, т. 10, с. 10—21.
4. Рютов Д. Г. Пути уменьшения потерь при
хранении мороженого мяса.— В кн.: Доклады
от СССР девятому Международному
конгрессу холода. М., 1957, с. 60—67.
вопросу не уделялось достаточного
внимания. Поэтому одним из наиболее
широко применяемых методов умень-,
шения адгезии остается энергоемкий
процесс оттаивания продукта по
окончании замораживания перед его
извлечением из блок-форм.
Общие энергозатраты при
эксплуатации морозильных аппаратов
определяются величиной тепловой нагрузки Q:
Q = Qo+Q™ + <^+Qnp = Qo + 2Q, A)
где Q0 — тепловая нагрузка морозильного
аппарата, связанная с замораживанием
продукта и отводимая холодильной
машиной, кВт;
За экономию топливно-энергетических -ресурсов

Qnjl — энергозатраты на отепление плит и
других узлов морозильного аппарата,
кВт;
Q6jl — энергозатраты на отепление блок-форм,
кВт;
Qnp — энергозатраты, связанные с отеплением
продуктов при их отделении от
поверхностей блок-форм и глазировании, кВт;
2Q — энергозатраты, зависящие от
конструктивных и технологических особенностей
морозильного аппарата, в ряде случаев
они составляют 20—40% от величины
Qo.
Оттаивание приводит к ухудшению
качества и потерям продукции,
уменьшению производительности
морозильных* аппаратов, усложнению
технологического процесса.
В целях разработки эффективных
и экономичных методов уменьшения
адгезии продуктов к блок-формам в
морозильных аппаратах нами были
исследованы особенности этого процесса.
Адгезия обусловлена взаимодействием
замораживаемых продуктов с
поверхностями блок-форм или морозильных
плит аппаратов. В работе [2] для
описания закономерностей адгезионного
взаимодействия предложена
функциональная зависимость:
Wa=f(Uh /г, SHCT),
B)
где W.
работа, затраченная на преодоление
сил сцепления двух контактирующих
тел (работа адгезии);
Ui—энергия единичных связей,
обусловленная типом взаимодействия между
атомами и молекулами контактирующих
тел;
nt — число связей каждого типа на единицу
поверхности;
5ИСТ — истинная площадь контакта.
Применительно к замораживанию
пищевых продуктов, контактирующих с
поверхностями элементов морозильных
аппаратов, задача сводится к
достижению наименьшего значения величины
Wa. Вид функции / неизвестен, поэтому
предварительно рассчитать Wa не
представляется возможньш.
При замораживании продуктов
значения Ui и rti зависят от типа
межмолекулярного взаимодействия
(химические связи не образуются) [4] и для
одних и тех же тел остаются
постоянными. Уменьшить величины Ut и пь
можно путем применения полимерных
антиадгезионных покрытий рабочих
поверхностей плит или блок-форм
морозильных аппаратов. При использовании
покрытий необходимо учитывать, что
вследствие расширения при
замораживании продукт заклинивается между
гранями блок-форм, из-за чего силы
сцепления возрастают в 2,5—3,0 раза.
Заклинивание устраняется
применением блок-форм, в которых угол между
дном и боковыми гранями составляет
не менее 110°.
Полимерные покрытия имеют
значительное термическое сопротивление —
ь 10—20 раз большее, чем термическое
сопротивление плиты из алюминиевого
сплава. Поэтому применение покрытий
увеличивает продолжительность
замораживания т и уменьшает
производительность морозильного аппарата.
Для уменьшения т необходимо
понизить температуру теплоотводящей
среды (хладагента, воздуха) tQy что,
однако, увеличивает энергозатраты.
На рис. 1 показана зависимость
относительных энергозатрат N2/N{ от
относительного термического
сопротивления R2/Ri- Установлено, что,
например, при а = 300 Вт/(м2»К) и t0 =
= —40°С полимерное антиадгезионное
покрытие толщиной 100 мкм
увеличивает общее термическое сопротивление
Рис. 1. Зависимость относительных энергозатрат
N2/ N{ от относительного термического
сопротивления R2/R\ антиадгезионного покрытия или
упаковки (индексы 1,2 — означают соответственно
отсутствие и наличие антиадгезионного покрытия)
1,20
1,15
if О
1,05
to
Xv v. \
^>
v4"
л
6
I— Ti 1
t/
i/
f/
/ {/
MzZ. 1
У
J/
\^Л
Nz/Nf 1,6
Тг/Г,
1,20
1,15
1,10
1Л
1,2
¦tf
2,0 2,5 R2/R1
23

между хладагентом и
1,5 раза, при этом
продуктом в
т возрастает
*.
на 16%. Для поддержания
производительности на прежнем уровне
необходимо соответственно на 16%
увеличить относительный перепад температур
\/®\- Вследствие этого на 32%
возрастает расход электроэнергии по
сравнению с ее расходом в продессе
замораживания при непосредственном
контакте продукта с плитами.
Рассмотрим возможность
уменьшения адгезии вследствие сокращения
SHCT. Микронеровности на поверхностях
морозильных плит (или блок-форм) при
соприкосновении с продуктом
заполняются его частицами, межтканевым
соком и влагой. Если температура
поверхности равна или ниже криоскопи-
ческой (fn<fKp)> T0 через некоторый
промежуток времени тп влага,
находящаяся в поверхностном слое продукта,
перейдет в твердую фазу, прекратится
заполнение микронерорностей, и,
следовательно, увеличение S„cr Чем меньше
продолжительность т„ замораживания
влаги в поверхностном слое продукта,
тем меньше величина SHCT и,
соответственно, прочность сцепления.
Для вычисления тп воспользуемся
уравнением [6]:
tH-t(x,x)
е(*,т)
t»-tQ
= q>(Fo, Bi, X), C)
где tH— начальная температура продукта,
°С;
t(x,T)—tn—температура поверхности продукта,
контактирующего с поверхностью
плиты или блок-формы, °С;
Fo, Bi — критерии соответственно Фурье и
Био;
X — безразмерная координата.
Результаты расчета по уравнению C)
при ta=tKp представлены на рис. 2.
10 20 W 60 80100 200 Ша,ВтШ)
Рис. 2. Зависимость продолжительности
замораживания тп поверхностного слоя продукта от
коэффициента теплоотдачи а хладагента (хладоно-
сителя) при различных значениях в:
/ — воздушные морозильные аппараты; 2 — плиточные
морозильные аппараты
24
Для обычно встречающихся на
практике значений 8 = 0,2^-0,3 и а>
>200 Вт/(м2 • К) (плиточные
морозильные аппараты) тп->0, это
означает, что температура на поверхности
продукта при его контакте с
морозильными плитами практически мгновенно
достигает значения /кр. При <х =
= 20^80 Вт/(м2 • К) (воздушные
аппараты) тп;>0, что должно приводить
к более полному заполнению
микронеровностей частицами продукта до
начала льдообразования и,
соответственно, к значительному увеличению
.<SHCTt а4 значит и Wa. Отсюда следует,
что условия теплообмена в плиточных
морозильных аппаратах по сравнению
с условиями теплообмена в воздушных
аппаратах способствуют снижению сил
сцепления.
Представляет интерес определение
tn в момент соприкосновения продукта
с морозильной плитой в зависимости
от начальных температур их
поверхностей tHl и tu2 (рис. 3), так как при
*п<*кР наблюдается уменьшение
адгезии.
Для решения указанной задачи
принято допущение: за время Ат (см.
рис. 3) теплообмен осуществляется
между приконтактными слоями
продукта и плиты соответственно толщиной
St и б2 и ^массой М, и М2. Толщина
слоев весьма мала по сравнению с
толщиной блока продукта или стенки
морозильной плиты, поэтому считаем, что
в момент контакта температура
изменяется одновременно по всей толщине
каждого слоя.
Количество тепла, отданного
поверхностным слоем продукта, с учетом
влияния температуры на его теплофи-
зические характеристики, определяем
по уравнению:
Q.=A4c0,(;„,-/Kp)+6) Ci(')<*/], D)
t;c
i
\j
\1&Т
+
ч - v/
*Н2
*Н1
те
Рис. 3. Изменение температуры на границе
контакта:
/ — продукт; 2 — плита

где c0l — удельная массовая теплоемкость
продукта при tn>tKp, кДж/(кг • К);
b — коэффициент, равный, 0 при /п>*кр
и 1 при /п<гкр;
с\ @ — удельная массовая теплоемкость
продукта при *п</кр, кДж/(кг • К),
*п,°С\_\
cx(t) =т +
t
тип — коэффициенты, зависящие от вида
продукта [9];
/ — текущее значение температуры
поверхностного слоя продукта.
Поверхностный слой плиты
воспринимает тепло:
Q2 = M2c2(tl{-ttt2)r E)
где с2 — удельная массовая теплоемкость
материала плиты, кДж/(кг • К).
Из условия Qj = Q2, после вычисления
значения интеграла в уравнении D),
а также приняв /кр= — 1°С, получим
уравнение, связывающее tn с
характеристиками контактирующих тел:
»[Coi(tHi + \)-b(n\n\tn\+m)]+c2tH2^
c2 + b\im
F)
¦/--•
где \l — Mx/M2> при б1=б2И' — Q1/Q2 (Qi, 2 —"
плотность контактирующих тел, кг/м ).
Результаты расчета по уравнению F)
для блоков продуктов, замороженных
при контакте с плитами из сплава
АД-31, представлены графически на
рис. 4, 5.
Из уравнения и графиков видно, что
снижению tn (следовательно и
уменьшению адгезии продукта с плитами)
способствуют: понижение начальных
температур поверхностей плиты tH2 и
прбдукта tHh большая плотность
материала плиты q2 по сравнению с
плотностью продукта qi (уменьшение
коэффициента \i). Решающее влияние на
адгезию оказывает температура плиты
tH2. При любых реальных величинах
/Hi и [х можно подобрать такую
температуру /н2, при которой выполняется
условие *п<*кр (см. рис. 4, 5).
Морозильные плиты имеют незначительное
термическое сопротивление (для плит
из сплава АД-31 Rnj} = 0,0000265 м2 X
XК/Вт, а #вн<0,005 м2 • К/Вт),
поэтому считаем, что tH2^t0.
Таким образом, взаимосвязь между
адгезионным давлением и параметрами
замораживания можно представить в
виде функциональной зависимости
Ра = ф(^ь къ a, t0),
G)
где ра-
адгезионное давление, выраженное
удельной силой отрыва или сдвига
замороженного блока продукта при его
42
46
tfifL _
А
— -
1
У
*^-==
-160 -140 420 -100 -80 -60 -40 -20tH2,°C
Рис. 4. Зависимость температуры поверхности
продукта tn от температуры /н2 морозильной плиты
при их контакте(/н1 =4°С)
*Н2> '
40
-20
-JO
-40
l
}
1 -J
*^
-A-
\y
io n 14 tM:c
Рис. 5. Условие снижения адгезии продукта с
плитами (*п<*кр) в зависимости от начальной
температуры /Hi продукта ([х = 0,5)
выгрузке из морозильного
аппарата, Па;
а — коэффициент теплоотдачи со стороны
хладагента, Вт/(м2 • К);
kx и k2 — коэффициенты, постоянные для данного
вида продукта и материала
поверхности морозильного аппарата,
соответственно.
Экспериментальные исследования,
проведенные авторами ранее [3, 7, 8],
подтверждают вывод о решающем
влиянии начальной температуры плиты.
Существенное снижение адгезии к
плиточным аппаратам (контакт с
продуктом при /Н2<^кР) по сравнению с
адгезией в воздушных аппаратах
(контакт С ПРОДУКТОМ ПрИ /Н2>*кр) Дает
основание утверждать о существовании
антиадгезионного эффекта
охлажденной металлической поверхности.
Указанный эффект проявлялся более
значительно при понижении температуры
кипения хладагента. Антиадгезионный
эффект оценивали по соотношению:
a^p(a+)/pi~\ (8)
25

где Ра+), Ра_) — адгезионное давление,
полученное соответственно при условиях
*н2>'кр и 'н2<'кр> Па-
При температурах tH2=—35ч—45°С
и —120ч—150°С значения
коэффициента а были равны соответственно
10 и 150.
Взаимосвязь между температурой
морозильных плит tH2 (°C) и адгезионным
давлением рг (кПа) для плиточных
аппаратов с достаточной точностью
описывается уравнением вида:
Pa=s^4 (9)
где s и z — коэффициенты, полученные при
математической обработке
экспериментальных данных (табл. 1).
Таблица 1

'Коэффициент
S
Z
Рыба
(/н2 = _30^— 60 °Q
Отрыв
1200
0,12
Сдвиг
1380 -
0,077
Мясо
(*н2 = -30-г-45#С)
Отрыв
1740
0,14
Сдвиг
2010
0,056
По уравнению (9) для любой
выбранной температуры хладагента t0^tu2
определяют значение ра— исходной
величины при расчете и проектировании
механизмов, осуществляющих выгрузку
замороженных блоков из морозильного
аппарата.
Антиадгезионный эффект
охлажденной металлической поверхности
применили ранее [5] при замораживании
продуктов в плиточном роторном
морозильном аппарате (?0 =—60-:—65°С).
Продукт выгружали без его
предварительного оттаивания.
Замораживание при таких температурах кипения
хладагента связано с увеличением
затрат энергии на производство холода.
Использование антиадгезионного
эффекта при t0 = —40-;—45°С позволяет
снизить энергопотребление на 20—25%
вследствие отсутствия процесса
оттаивания, при этом отпадает
необходимость в дорогостоящих
низкотемпературных установках ив 1,5 раза
снижаются приведенные затраты на
единицу продукции.
Адгезия продуктов при
замораживании может быть значительно
уменьшена предварительным
подмораживанием блоков продуктов перед их
загрузкой в морозильные секции [3]. Плиты
подмораживающего устройства могут
быть подключены параллельно плитам
морозильных секций, как это сделано
в аппарате типа УРМА, установленном
на Гомельском мясокомбинате. При
этом температура кипения хладагента
при подмораживании блоков и их
окончательном замораживании будет
одинаковой (—40°С).
В подмораживающем устройстве
отводится 15—20% общего количества
тепла, отнимаемого от продукта в
процессе замораживания. Это способствует
стабилизации тепловой нагрузки в са-
Таблица 2
Метод уменьшения
адгезии
Оттаивание
Предварительное
упаковывание блоков
продуктов
Антиадгезионный эффект
г0 = _бо°с
t0 = — 40 °С
Использование
антиадгезионных покрытии
Предварительное
подмораживание блоков
продуктов
Характетистика
метода
Первоначальный
контакт при *н2>'Кр
Отсутствие влаги на
упаковке
Предварительное
охлаждение рабочих
поверхностей аппарата
Сн2<'кр)
Покрытие АС-300
Покрытие СКТН-А
р* = 20 кПа, t0 = — 40 °С
т** = 3 мин
Tj =5 мин
Относительное
уменьшение
адгезии
Отрыв
1
—
360
30
1600
360
200
оо
Сдвиг
1
—
35
10
80
25
80
оо
Приведенные
затр
руб/т
14,56
11,24
14,28
9,41
9,83
9,39
аты
%
100
77
98
65
67,5
65
Область
применения
Плиточные и
воздушные морозильные
аппараты
То же
Плиточные
морозильные аппараты
Плиточные и
воздушные морозильные
аппараты
Плиточные аппараты
давление подпрессовки продукта при подмораживании,
продолжительность подмораживания.
26

мом морозильном аппарате, особенно
в случае подключения
подмораживающих плит к автономной
низкотемпературной холодильной машине.
Адгезию продуктов в процессе
подмораживания можно исключить путем
применения подвижной защитной
оболочки из полиэтиленовой пленки на
подмораживающих йлитах [1], которая
препятствует примерзанию продукта к
плитам, а при загрузке или выгрузке
блоков движется вместе с ними и легко
отслаивается.
Уменьшение энергопотребления при
использовании предварительного
подмораживания продуктов (/0 =—40°С)
достигается благодаря отказу от
применения оттаивания и упаковки, а
сокращение продолжительности
замораживания (на 10—20%) — благодаря
лучшему контакту поверхностей подпрес-
сованных и подмороженных блоков
продуктов с плитами.
Результаты сопоставления
исследованных методов уменьшения адгезии
продуктов в морозильных аппаратах
приведены в табл. 2.
На основании вышеизложенного
можно сделать следующие выводы.
Существенное снижение
энергопотребления при эксплуатации
морозильных аппаратов достигается устранением
адгезии продуктов при замораживании.
Наиболее благоприятные условия для
этого создаются в плиточных
морозильных аппаратах.
Решающим фактором уменьшения
адгезии продукта к металлическим
поверхностям является
предварительное понижение их температуры.
Рационально использовать
антиадгезионный эффект охлажденной поверхности
при температуре кипения хладагента
—40ч—45°С в сочетании
с.механизацией технологических операций.
Список использованной литературы
1. А. с. 848923 (СССР).
2. Гуль В. Е. Структура и прочность полимеров.
М.: Химия, 1978. 328 с.
3. Ионов А. Г., Моргунов С. М.
Характеристики адгезионной прочности мясных блоков
к морозильным плитам. — В кн.: Холодильная
обработка и хранение пищевых продуктов. Л.,
1980, с. 76—83.
4. Ионов А. Г., Моргунов С. М., Ре-
мов Н. Н. Адгезия при замораживании
пищевых продуктов. — Изв. вузов СССР.
Пищевая технология, 1982, № 4, с. 89—93.
5. Комплексные испытания плиточного роторного
морозильного аппарата с каскадной
холодильной установкой / Р. Клейдерман, П. Хел-
лерт, А. Пуш и др. — Холодильная техника,
1974, № 12, с. 14—19.
6. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.:
Высшая школа, 1967, 599 с.
7. Моргунов С. М. Применение метода
математического планирования при исследовании
адгезии замороженных пищевых продуктов. —
Труды Калининградского технического
института рыбной промышленности и хозяйства
«Исследование судового холодильного
оборудования», 1980, вып. 88, с. 41—45.
8. Моргунов С. М., Ионов А. Г.
Экспериментальное исследование адгезии рыбных
продуктов при замораживании. — Рыбное
хозяйство, 1979, № 9, с. 57—60.
9. Ч и ж о в Г. Б. Теплофизические процессы
в холодильной технологии пищевых продуктов.
М.: Пищевая промышленность, 1979. 271 с.
- УДК 621.565.9.004.1.001.375:629.12
ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ
МОРОЗИЛЬНЫХ АППАРАТОВ
СУДОВ РТМ-С ТИПА
«ПРОМЕТЕЙ» И БМРТ ТИПА
«ПУЛКОВСКИЙ МЕРИДИАН»
Канд. техн. наук В. Ф. ДИДЕНКО
Задачи проектирования морозильных
аппаратов (МА) и организации их
работы обычно считаются успешно
решенными, если при требуемой
проектной производительности температура
замороженного продукта удовлетворяет
техническим требованиям. Однако не
всегда при этом бывает принято
оптимальное проектное решение.
Объясняется это прежде всего тем, что
существующие методы расчета конструкции
МА не позволяют учитывать диапазон
изменения его многообразных
параметров в процессе эксплуатации с
холодильной машиной (ХМ) при
определенных температурах кипения t0 и
конденсации tK хладагента.
В последние годы предложены
различные методы оптимизации работы
систем и устройств [1, 5, 7]. Для
оптимизации параметров МА ниже
используются подходы, характерные для
t различных методов. При этом
аналитическое исследование [4] дополняется
экспериментальными данными,
полученными во время промысловых
испытаний конвейерного морозильного
аппарата LBH-31,5 на судах РТМ-С типа
«Прометей» и БМРТ THfia «Пулковский
меридиан» [2, 3].
Результаты экспериментальных
исследований, выполненных в условиях
промысла при поддержании специфика-
ционного режима работы МА и ХМ,
27

показывают, что параметры МА
претерпевают существенные изменения в
процессе работы (рис. 1).
При нарастании на батареях возду-
хоохладителей (ВО) слоя инея
возрастает его термическое сопротивление,
в результате чего уменьшается расход
воздуха в аппарате и повышается его
температура. Это приводит к
увеличению продолжительности
замораживания продукта и, в конечном итоге,
к снижению производительности
аппарата. На производительность МА
влияют также эксплуатационные уеловия
его работы: начальная и конечная
температуры замораживания рыбы, режим
работы ХМ, ее холодопроизводитель-
ность и др.
При оптимизации работы МА
необходимо учитывать весь комплекс
технических, экономических и
эксплуатационных факторов, влияющих на его
параметры.
9,т/сут
25
20
~Щ,м/с\
5
4
- 3
2
i i
Обычно при моделировании МА
практически невозможно получить
аналитическое решение задачи, не делая
различного рода допущений из-за слож:
ности граничных и начальных условий,
положенных в основу расчета.
По этой же причине не удается учесть
всего многообразия параметров и
действующих факторов
(например,эксплуатационных). Поэтому до построения
расчетной модели было оценено влияние
возможных оптимизирующих
параметров на производительность аппарата
и из них были выбраны основные,
определяющие (рис. 2—6), которые
отнесены к входным параметрам. При
Рис. 1. Зависимость производительности
морозильного аппарата G, скорости о>в, температуры
воздуха /в и коэффициента теплопередачи от рыбы
к воздуху kcp от времени работы морозильного
аппарата т:
/ — изменение
коэффициента теплопередачи k • от
времени работы морозильного
аппарата судов РТМ-С типа
«Прометей> и БМРТ типа
«Пулковский меридиан»; 2 —
то же, РТМ типа
«Атлантика; 3 — то же, ППР типа
«Рембрант»; 4 — то же,
ППР типа «Грумант»
Ьср,Вт/(м2-к)
1 2 \ 3
—]Nj)
24 48 72 96 120%ч
0,т/суп\
35
32,5
30
27,5
25
1
1
2
\
3
Х\
X
U1
3 4 5 6 7щ,м/с
С,т/сут
30
25
20
28
й
П
10
3
7
//
==
1
12
5==
*5ч
1
4 5 6 7щ,м/с
6,т/сут
40
35
30
25
20
G,m/cym
30
20
10
ш
5 6 7ыв,м/с
г*"
13
14
15
6,m/cym\
40
35
30
25
20
шш
4 5 6 7иГв,м/с
Рис. 2. Зависимость
производительности морозильного аппарата G от
скорости воздуха wB:
1, 2, 3, — h =0,02; 0,015; 0,01 м; 4, 5, 6 —
Ем а=5,5; 4,0; 2,5 т, 7,8,9 — л=33, 23, 14;
10, 11, 12
5 6 7 ЩМ/С 13> ]4 15
- рп = 0,005; 0,0025; 0,0 МПа:
Z =50,525, 1000 Вт/(м/сK

0,т/суп\
40
30
20
ш№
2500 3500 4500 Емп,кг
G,m/cynA
40
30
20
2500 3500 4Ш?ММълг
13
f&
14
/?,
^
^^**4
0,т/суг1\
40
' 30
20
г -
м
ffd
В
>
(j^4
1*
I
fe^
g5^
Г*"""
2500 3500 4500 ЕмМ,нг
2500 3500 4500 Ема,кг
2500 3500 4500 Ема,кг
Рис. 3. Зависимость производительности морозильного аппарата G от его единовременной вместимости
по продукту ?м а:
1,2,3— wB =5,5; 3,6; 8,0 м/с; 4, 5, 6 — Z = 50, 525, 1000 Вт/(м/сK; 7, 8, 9 — пр =33,23, 14; /0, /У, /2 — рп =0,005; 0,0025; 0,0 МПа;
13, 14, 15 — Лр =0,010; 0,015; 0,02 м; —рекомендуемые рациональные значения параметров. '
п/сут
30
25 {
^
1
—-^г
i -^
Z
3
N-—«
I——<
> •
' т
0,001 0,003 р^МПа
0,001 0,003 рп,МПа
G,m/cym
35
30
25
4
5
6
;==j
Z7,^/ 0,003 рп, МПа
p
/J
^Jk
Zf
14
Щ
15
*--±
u-—<
u j
! «
ЯЯ7/
0,003 pn,MПа
l„
Zr/7 jy/77
*<7 ,
Jz7
7/7
7
7
г- Г*г—¦
i>
4 #/7/ 0,003 pn,МПа
Рис. 4. Зависимость производительности морозильного аппарата G от давления подпрессовки рп:
1,2,3—wb = 5,5; 3,0; 8,0 м/с; 4,5,6— h =0,02; 0,015; 0,01 м; 7,8,9 — Еиа =5,5; 4,0; 2,5 т; /0, 11,12 —Z = 50, 525, 1000 Вт/ (м/сK;
13. 14, 15 — л_=33, 23. 14
25 Ь
4#/Z7 #/?#- hp,M
&,m/cym\
0,010 0,015 fin,м
0,m/cym
35
30
25
0,010 0,015 hp,M
G-,m/cym\
*
I
0,m/cym
40
30
20
I 7
I ?
3
m ' l
J
#tf/<7 #/7/5" fy,//
Рис. 5. Зависимость производительности моро-
0,010 0,015 hp>M зильного аппарата G от высоты ребра блок-формы
V
1, 2, 3 — о>в = 5,5; 3,0; 8,0 м/с; 4, 5, 6 — Z = 50, 525,
1000 Вт ("м/сK; 7, 8, 9 — ?ма = 5,5; 4,0; 2,5 т; 10, И, 12 —
я =33, 23, 14; 13, 14, 15 — >п = 0,005; 0,0025; 0,0 МПа
этом было учтено, .что от количества ры, изменение которых существенно не
переменных входных параметров, кото- отражается на производительности ап-
рые вводятся в расчетную модель, во парата, приняты в расчетах постоянны-
многом зависит ее адекватность реаль- ми и отнесены к управляющим пара-
ному объекту. Второстепенные парамет- метрам.
29

G, m/cym
чи
35
30
71
<
1*1
^2
L
*
^,..0-^
3J
G, m/cum
40
35\
30\
25\
4
5
6
G, m/cym
50
№
30
20
Г ^
г
1 7
TO 20 лп 10 20 л0 /О 20 Лп
G, m/cym
37,5г^~-
G, m/cym
15 -
/*1
tff
вания рыбы и влияющие на
экономические показатели МА.
Входные оптимизирующие
параметры:
wQi — скорость воздуха в МА;
iBi — температура воздуха в МА;
Ки — коэффициент оребрения
блок-формы, рассчитываемый по высоте
Лр/, толщине бр и Числу ребер п -;
рп — давление подпрессовки продукта в
блок-форме;
?м а—единовременная вместимость МА
по продукту;
Z — продолжительность работы МА за
сутки, определяемая из выражения
Z=~bi 24,
10
20 лп
где /7ЛТ —
Дт.
Рис. 6. Зависимость производительности
морозильного аппарата G от числа ребер блок-формы
и>в = 5,5; 3,0; 8,0 м/с; 4, 5, 6 — Z=50, 525,
Р*
/, 2, 3
1000 Вт/(м/с)8; 7,8, 9 — ?ма=5,5; 4,0; 2,5 т; 10, 11, 12 —
рп=0,005; 0,0025; 0,0 МПа; 13, 14, 15 — Л =0,02; 0,015*
0,01 м Р
Производительность МА была
рассчитана в зависимости от изменения
значений параметров, задаваемых в
широких диапазонах.
В предлагаемой модели расчета
производительности аппарата (рис. 7)
выделены основные группы параметров,
определяющие ход процесса заморажи-
Упр
*н.р/к.р
Лот + ДТо.
периодичность оттаивания
воздухоохладителей МА, получаемая по
методике [3] (табл. 1);
продолжительность оттаивания
воздухоохладителей МА.
авляющие параметры:
Ат —коэффициент продолжительности
замораживания рыбы;
соответственно начальная и
конечная температуры рыбы;
tw — температура забортной воды;
Qo/ — хол одоп роиз водит ел ьн осты ХМ;
2#/ —-затраты на электроэнергию;
А; — амортизационные отчисления;
Pt — затраты на текущий ремонт;
3ai — заработная плата
обслуживающего персонала;
Ti — затраты по охране труда;
Рис. 7. Структура модели расчета
производительности морозильного аппарата:
/, 2, 3, 4 — обозначение функциональных связей параметров
с экономическими показателями
30

Таблица 1
Судно
РТМ-С типа
«Прометей»
БМРТ типа
«Пулковский
меридиан»
i
Номер

мореной

камеры
I
II
III

Количество
секций
в
камере
1
2
3
4
5
В среднем
по
аппарату
Оптимальная периодичность оттаивания воздухоохладителей
при замораживании рыбы, ч
Рыба разделанная
Тресковая
10,8
21,6
38,3
85,3
115,5
59,6
круп*
ная
7,7
15,3
27,1
60,3
81,7
42,1
Зубатка,
мерланг
14,4
28,6
50,7
113,0
153,1
79,0

Минтай
19,1
38,2
67,7
150,7
204,1
105,3
Рыба неразделенная
Трес-
14,4
28,6
50,7
113,0
153,1
79,0
Сельдь
мелкая
23,0
45,8
81,3
180,9
245,0
136,3
Ставрида,
скумбрия
мелкая
19,1
38,2
67,7
150,7
204,1
105,3
крупная
15,1
30,2
53,5
119,0
161,1
83,2
Филе
(тресковое,
окуневое)
из
средних рыб
31,6
63,0
111,8
248,8
337,0
173,8
из
крупных рыб
19,1
38,2
67,7
150,7
204,1
105,3
ЦВТ1 — стоимость вентиляторов;
Цб1 — стоимость блок-форм;
Двн — дополнительные (складские и
транспортные) расходы.
Значения управляющих параметров
определяются районом промысла,
временем года, конструктивными
особенностями МА и технологическими
требованиями..
Выходные параметры (получаются в
результате суммарного воздействия
входных и управляющих параметров):
QM а/ — тепловая нагрузка МА;
iBi — температура воздуха в аппарате;
kcpi — коэффициент теплопередачи от рыбы
к воздуху;
тш — продолжительность замораживания
рыбы;
G/ — производительность МА;
С i — годовые эксплуатационные расходы
на производство 1 т продукции;
/Q — удельные капитальные вложения;
Tli — приведенные затраты на
производство 1 т замороженной
продукции.
Минимальные приведенные затраты
являются критерием экономической
эффективности предлагаемого варианта
МА. По нему находят
оптимизированные входные параметры МА.
Математическая модель МА
представлена в виде замкнутой системы
уравнений, определяющих взаимосвязи
входных, управляющих и выходных
параметров. Она позволяет
прогнозировать оптимизированные параметры МА
при изменении входных и управляющих
параметров. При этом принимается во
внимание объективно существующие
ограничения на диапазон входных
параметров.
В соответствии с математической
моделью МА была разработана
программа расчета на ЭЦВМ промежуточных
выходных параметров (Gif QMai, tBi,
хъш> *сР/)> которую использовали в
дальнейшем при поиске оптимального
варианта модернизации действующих МА
по наименьшим приведенным затратам
на производство 1 т замороженной
продукции. Поиск осуществлялся на
ЭЦВМ с помощью стандартной
программы определения экстремума
градиентным методом [6]:
При решении задачи оптимальной
модернизации МА без замены ХМ
справедливо выражение:
G=0M(wl + bwwB + cw)(EMa + bE)X
. X(n^bn)(hp + bh){Z + bz)X
, арр°
УХ \2—е p'+bn) 9
где мр — число ребер;
{wBf '
А/",- — мощность вентиляторов;
ц — КПД электродвигателя вентилятора.
Значения расчетных коэффициентов
уравнения приведены в табл. 2.
С помощью описанного метода
рассчитаны основные оптимальные пара-
Таблиц а ?
Коэффициенты
уравнения
А • Ю-2
bw
Cw
ьЕ
ьп
bh
ьг
°р •10~!
ь\ • ю-2
Морозильный
РТМ-С типа
«Прометей»
0,94
— 10,78
— 10,76
1457
238,7
0,157
—6878
20,03
0,26
аппарат судов
БМРТ типа
«Пулковский
меридиан»
1,18
—8,72
—5,84
2885
315,6
0,208
—3932
14,87
0,24
31

Таблица 3
Судно
РТМ-С типа
«Прометей»
БМРТ типа
«Пулковский меридиан»
Условия
замораживания продукта
*т
0,8
0,8
'•7'
15
15
*к.р.
'С
-18
-18
Оптимальное значение параметра (числитель)
и фактическое до модернизации (знаменатель)
м/с
4,12
3,80
3,70
3,80
h?, м
0,01
0,013
0,01
0,013
ЯР
24
22
19
22
VC
—43,2
—43,9
—41,0
—40,3
Рп.
МПа.
0,005
0,001
0,005
0,001
?м.а. кг
4680
4680
4680
4680
<?м.а.
кВт
230,3
209,9
194,5
190,3
т/сут
34,36
32,05
29,62
29,25
Таблица 4
Удельные показатели
Площадь, занимаемая морозильным аппаратом, м2/т
Объем, занимаемый морозильным аппаратом, м3/т
Мощность электродвигателей морозильного аппарата, кВт/т
Масса морозильного аппарата, т/т
Стоимость морозильного аппарата, тыс. руб /т
Поверхность воздухоохладителя аппарата, м*/т
Вместимость морозильного аппарата по продукту, кг/т
Расход холода на замораживание продукта, кВт/т
Расход воздуха на замораживание продукта, (м3/ч)/т
Морозильные аппараты LBH-31,5
на РТМ-С
типа «Прометей>
до
модернизации
1,94
5,06
1,20
0,62
1,78
51,36
146,0
144,1
66,65
после

модернизации
1.81
4.72
1,12
0,58
1,66
47,90
136,2
147,4
66,65
на БМРТ типа
«Пулковский меридиан>
до модер-
1 низации
2,13
5,55
1,31
0,68
1,95
56,28
160.0
143,1
78,30
после

модернизации
2,10
5,48
1,29
1 0,68
1,92
55,57
158,0
144,5
77,32
метры морозильного аппарата
LBH-31,5, а также удельные
показатели его работы (табл. 3 и 4).
Практическая ценность проведенной
работы заключается в создании
реализуемой с помощью ЭВМ
математической модели, обеспечивающей научно
обоснованный подход к выбору
основных параметров и режима работы
морозильного аппарата в соответствии
с изменяющимися условиями
эксплуатации судов.
Расчеты показывают, что годовой
экономический эффект.от реализации
результатов предложенного метода
оптимальной модернизации
морозильного аппарата составляет на одно судно
РТМ-С типа «Прометей» —
14,3 тыс. руб., БМРТ типа
«Пулковский меридиан» — 13,4 тыс. руб.
Список использованной литературы
1. Бояринов А. И., К а ф а р о в В. В.
Методы оптимизации в химической технологии.
М.: Химия, 1975. 575 с.
2. Диденко В. Ф..Результаты
эксплуатационных испытаний морозильного аппарата
LBH-31,5.— Рыбное хозяйство, 1976, № I,
с. 51—55.
3. Диденко В. Ф. Определение
периодичности оттаивания воздухоохладителей судовых
конвейерных морозильных аппаратов с
поперечной циркуляцией воздуха.— Рыбное
хозяйство, 1977, № 3, с. 44—45.
4. Диденко В. Ф. Соотношение
теплотехнических характеристик холодильных машин и
морозильных аппаратов при различных
условиях. Экспресс-информация. Сер.
Эксплуатация флота рыбной промышленности. Вып. 9.
М.: 1977. 17 с.
5. Кафаров В. В., Перов В. Л., Мешал-
к и н В. П. Принципы математического
моделирования химико-технологических
систем. М.: Химия, 1974. 344 с.
6. Моисеев Н. Н., Иванилов Ю. П.,
Столярова Е. М. Методы оптимизаций.
М.: Наука, 1978. 351 с.
7. Оносовский В. В., Крайнев А. А.
Выбор оптимального режима работы
холодильных машин и установок с
использованием метода термоэконо.мического анализа.—
Холодильная техника, 1978, №5, с. 13—20.
32

УДК 621.565.9.001.375.001.24
МЕТОДИКА РАСЧЕТА
ОПТИМАЛЬНОЙ КРАТНОСТИ
ЦИРКУЛЯЦИИ ХЛАДАГЕНТА
В РОТОРНЫХ МОРОЗИЛЬНЫХ
АППАРАТАХ
Канд. техн. наук Б.Ш. ХАЙТИН
Опыт эксплуатации морозильных
плиточных аппаратов контактного
действия с насосно-циркуляционной схемой
подачи хладагента показывает, что его
кратность циркуляции, т. е. отношение
общего количества хладагента,
подаваемого в аппарат, к количеству
образовавшихся паров, существенно
сказывается на производительности
аппаратов. Как известно [2], с увеличением
скорости движения хладагента
возрастает коэффициент теплопередачи от
хладагента к центру блока
продукту, что сокращает продолжительность
замораживания. Однако при этом
увеличивается гидравлическое
сопротивление системы циркуляции хладагента,
в результате чего повышается давление
пара в системе циркуляции и, как
следствие, средняя т\о аппарату
температура кипения хладагента. Это приводит
к снижению разности между
температурами замораживаемого продукта и
кипящего хладагента, что удлиняет
продолжительность замораживания. С
ростом кратности циркуляции
увеличивается также расход энергии и,
следовательно, эксплуатационные
расходы.
Таким образом, в каждом
конкретном случае продолжительность
процесса замораживания продукта будет
наименьшей лишь при определенной
кратности циркуляции.
Вопрос об оптимальной кратности
циркуляции рассматривался в
статьях [1, 2]. Формула для расчета
оптимальной кратности циркуляции,
рекомендуемая Е. Гранридом [2], выведена
без учета повышения средней
температуры кипения хладагента из-за
гидравлического сопротивления.
Рекомендации же А. А. Гоголина [1] даны для
работы испарителей при высокой
температуре кипения хладагента и не
подходят для контактных морозильных
аппаратов, в которых температура кипения
хладагента значительно ниже.
Для установления оптимальной
кратности циркуляции хладагента
предлагается методика, по которой в качестве
критерия оптимизации выбрана
продолжительность замораживания,
определяющая производительность аппарата,
поскольку этот фактор оказывает
решающее влияние на себестоимость
продукции. При расчете по этой методике
сначала необходимо найти зависимость
гидравлического сопротивления от
разности между температурами хладагента
и центра блока замораживаемого
продукта. Для этого используют известное
выражение [3] для определения потери
напора Дрк при движении хладагента*
в канале испарительного устройства:
где Е — коэффициент, учитывающий влияние
масла (при наличии в хладагенте ма'с-
ла Е =0,05, а при его отсутствии,
например, в случае использования
аммиака, ?=0,01—0,015);
L — длина канала, м;
ds — эквивалентный диаметр канала, м;
v', v" — удельные объемы соответственно
жидкого и парообразного хладагента, м3| кг;
г — удельная теплота парообразования
хладагента, кДж/кг; ¦
п — кратность циркуля-ции;
q — плотность теплового потока, отнесенная
к внутренней поверхности теплообмена
канала испарительного устройства.
кВт/м2.
Если в этом выражении значение q
представить в виде k*\ (k —
коэффициент теплоотдачи от хладагента к
центру блока замораживаемого продукта,
кВт/(м2 • К); Л — разность между
температурами центра замораживаемого
продукта /ц и средней температурой
кипения хладагента в канале ^ср), то
можно получить зависимость между
температурой кипения хладагента и
кратностью циркуляции.
В связи с тем, что большая часть
тепла отводится в период замерзания
влаги, без особой погрешности для
расчета можно принять /ц = — 1 °С.
Значение средней температуры кипения
хладагента в канале плиты /„ с учетом
температурной депрессии Д/д из-за
увеличения давления паров хладагента
вследствие роста сопротивления
движению потока хладагента можно выразить
как
*оср = *<Н 9 '
где t0 — номинальная температура кипения
хладагента на выходе из аппарата. t
Значение температурной депрессии
зз

связано с потерей напора Дрк простой
зависимостью:
Арк=аЛ/д,
где а — постоянная, Па/К (для аммиака а =
= 4100, для R22 — а = 5000).
Коэффициент теплопередачи k от
хладагента к центру блока в
зависимости от кратности циркуляции по
данным работы [5] рассчитывают по
формуле:
где ссв — коэффициент теплоотдачи от
хладагента к поверхности плиты в
статических условиях, Вт/(м2 • К);
Ro6ui — тепловое сопротивление продукта,
плиты, стенки противня и слоя инея на
плите, м2 • К/Вт.
С учетом вышесказанного, значение
температурной депрессии можно
определить из выражения:
3 ^ -B)
По выражению B), задаваясь
величинами температурной депрессии, опре-
^ляют кратность циркуляции. Затем
по известной формуле Д. Г. Рютова
[4] рассчитывают продолжительность
замораживания продукта при
температурах кипения хладагента,
вычисленных при различных кратностях
циркуляции, и находят его наименьшее
значение. Результаты расчета приведены
в таблице.
При проведении расчетов принято:
Яо<ни=0,04376 м2 • К/Вт; а0*>2=502 Вт/
/(м1 • K);a0NH=1071 Вт/(м* • K);i>W
= 0,71 • 10"* м3/кг; v'Nu = 1,45 X
X 1<Г3 м3/кг; v%22 = 0,2 м7кг; v'U =
= 1,55 м3/кг; rR22 = 2325 кДж/кг;
гШз= 1382,7 кДж/кг; L = 9 м; d3=
= 14,65 мм; плотность продукта q =
Хладагент
R22
Аммиак

Температура
кипения
—38,5
—38,0
—37,5
—37,0
—38,5
—38,0
—37,5
—37,0
Потеря
напора
ДРк.
кПа
5,0
7,5
10,0
12,5
4,1
6,15
8,2
10,25
Кратность

циркуляции п
1,18
1,76
2,35
2,98
12,2
19,7
25,4
35,8

Продолжительность

замораживания т,
ч
2,19
2,17
2,22
2,25
2,09
2,08
2,13
2,16
34
= 1000 кг/м3; коэффициент его
теплопроводности А, = 1,241 Вт/(м • К);
содержание воды в замораживаемом
продукте ш0 = 0,9.
Для обычных условий в реальных
плиточных морозильных аппаратах по
проведенной методике получаем, что
оптимум кратности циркуляции аммиака
лежит в пределах 17—25, а для
R22 -v в пределах 2—3 при
температурах кипения хладагентов около
—37 ч—39°С; что подтверждается
также накопленным опытом.
Предложенную методику расчета
оптимальной кратности циркуляции
хладагента в морозильных аппаратах можно
использовать для практической работы.
Список использованной литературы
1. Гоголин А. А. Об оптимальной скорости
фреона в трубках испарителей. — Холодильная
техника, 1965, № 1, с. 29—33.
2. Доклады на 3-й комиссии XII
Международного ' конгресса по холоду. — Холодильная
техника, 1968, № 2, с. 50.
3. Ионов А. Г., Мекеницкий С. Я.,
Боголюбский О. К. Насосно-циркуляцион-
ные системы морозильных установок. М.:
Пищевая промышленность, 1976, с. 137.
4. Хр и сто дул о Д. А., Рютов Д. Г. Быстрое
замораживание мяса. М.; Л.: Пищепромиздат,
1936, 199 с.
5. Slipcevic В. — Verfahrenstechnik, 1972, 6,
№ 1, S. 23—27.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 1054637 B1) 3434621/28-13 B2) 12.03.82
3E1) F 25 D 3/10; В 04 В 5/00 E3) 621.565.4 G2)
В. М. Кравченко, А. Г. Тараненко G1)
Всесоюзный научно-исследовательский ящурный
институт
E4) E7) Центробежное устройство для
замораживания биоматериалов, содержащее
теплоизолированную ванну для хладоносителя с
размещенными в ней испарителем и подставкой для
флакона с биоматериалом, снабженной
фиксирующими пластинами с плоскими пружинами,
крышку со смонтированным на ней приводом,
на валу которого закреплена державка,
отличающееся тем, что, с целью обеспечения
равномерности слоеобразован'ия замораживаемого
материала путем повышения точности центрирования
и жесткости фиксации флакона, державка
выполнена в виде цилиндрического пальца для
прижатия к пробке флакона вдоль его оси,
укрепленного внутри эластичного кожуха посредством
радиальных перемычек, кожух имеет форму
обратного усеченного конуса, а полость кожуха
заполнена шарообразными телами, при этом снаружи
фиксирующих пластин установлено стяжное
кольцо.

НАУКА*
texhhj9ica*
технология
ОТ РЕДАКЦИИ
Повышение требований к качеству холодильного оборудования вызвало
более строгий подход к проведению'испытаний опытных и серийных^ образцов,
а это, в свою очередь, ужесточило требования к точности измерения основных
величин: температуры, давления, расхода.
Важное значение имеет точное измерение температур при определении холодо-
производительности.
Если пользоваться наиболее точными из доступных средств измерений,
например, ртутными лабораторными термометрами с ценой деления 0,1°С или
платиновыми термопреобразователями сопротивления (термометрами сопротивления)
II класса, то граница ожидаемой систематической погрешности измерения
температуры составляет 0,2°С. Эта погрешность особенно ощутима при измерении
малых разностей температур (порядка 3—4°С).
Расчеты, проведенные во ВНИИхолодмаше*, показывают, что даже при
уменьшении специальными мерами погрешности измерения температуры до
±0,1°С суммарная погрешность определения холодопроизводитёльности при
малой разности температур достигает 5% и более.
В связи с этим пересматриваемый в настоящее время международный стандарт
И СО 917—74 требует измерения температуры в ряде случаев с погрешностью
не более ±0,05°С.
Таким образом, возникает проблема подбора средств измерений,
удовлетворяющих возросшим требованиям.
Во ВНИИхолодмаше ведется работа, целью которой является разработка схем
измерений температуры в области от —80 до 50°С с соответствующим
метрологическим обеспечением. Д ней предполагается участие метрологических
институтов, в частности Свердловского филиала Всесоюзного
научно-исследовательского института метрологии им. Д. И. Менделеева, являющегося головным
по термоэлектрическим термометрам (термопарам) в области температур от-
—200 до 0°С, и Всесоюзного научно-исследовательского института физико-
технических и радиотехнических измерений — головного по
термопреобразователям сопротивления в той же области температур.
Проблема может быть решена применением стандартизованных средств
измерений либо специальных средств, которые должны быть отградуированы
силами и средствами потребителя. И в том, и в другом случаях должна быть
создана и реализована поверочная схема, обеспечивающая градуировку и
поверку средств измерений с заданными характеристиками.
Предварительная проработка показала, что полное решение проблемы на
основе технических средств измерений вряд ли возможно. Не исключено привлечение
для этой цели образцовых средств измерений. При этом важно, чтобы схема
измерений была по возможности упрощена, в частности, введением автоматических
и цифровых средств измерений.
Предлагаемая ниже статья сотрудников СФ ВНИИМ им. Д. И. Менделеева
посвящена одному из возможных направлений решения проблемы: использованию
современных термоэлектрических преобразователей.
Несмотря на то что авторы считают нереальным достижение в настоящее
время требуемой точности на базе термоэлектрических преобразователей, тем
не менее предлагаемая информация представляет несомненный интерес.
* РТМ 0555—108—83. Оборудование
холодильное. Методика расчета погрешностей при
определении холодопроизводитёльности

УДК 536.532
ИЗМЕРЕНИЕ НИЗКИХ
ТЕМПЕРАТУР
ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИМИ
ТЕРМОМЕТРАМИ
Канд. техн. наук Б. П. ПАВЛОВ,
Л. И. ЛИЖЕВСКАЯ, Л. П. СЕРМЯГИНА
Некоторые рекомендации
по измерениям
Современное состояние методов и
средств измерений позволяет
предположить, что рекомендации ИСО
проводить измерения температуры с
погрешностью не более 0,059С при
использовании термоэлектрических
термометров в диапазоне температур от
—200 до 0°С в настоящее время не
могут быть выполнены. Это связано
с тем, что выпускаемые
термоэлектродные материалы, пригодные для
низкотемпературных термопар, не обладают
достаточной однородностью
термоэлектрических свойств по длине
проволок [9], вследствие чего с
уменьшением чувствительности термопар при
низких температурах составляющая
погрешности измерения температуры
становится больше 0,05°С.
Ведутся разработки
термоэлектродных материалов на основе сплавов
золота с железом [2], с кобальтом
[1], однако широкого распространения
термопары из этих материалов пока
не получили. Для технических
измерений температуры в диапазоне от —200
до 0°С наиболее точным средством
(погрешность ±0;3°С) является
термопара, составленная из стандартных
образцов низкотемпературного копеля
(СОТМ-Кн) и меди (СОТМ-М1) по
ГОСТ 22666—77.
Использование термоэлектродных
хромеля и копеля в паре для
указанного диапазона температур возможно
при условии их термоэлектрической
однородности по длине проволок.
Например, при погрешности измерения
температуры хромель-копелевой
термопарой ±0,05 °С среднее квадратичес-
кое значение термо-э.д.с.
неоднородности (ГОСТ 22663—77) каждого из
электродов при —200°С не должно
превышать 0,15 мкВ. Для сравнения
отметим, что такой однородностью
обладают только проволоки из
спектрально чистой платины.
Для непосредственных измерений
разности температур широко приме-
36
няют дифференциальные термопары,
являющиеся специальным средством:
они не стандартизованы и не включены
в общесоюзную поверочную схему
средств измерений температуры.
Различие условий эксплуатации,
конструктивных особенностей, диапазонов
измерений явились причиной того, что
дифференциальные термопары не %
обеспечены в масштабе страны НТД,
техническими средствами,
необходимыми для их поверки, техническим
обслуживанием при изготовлении и экс-;
плуатации. В связи с этим
метрологическое обеспечение
дифференциальных термопар проводится
метрологическими службами предприятий
согласно ГОСТ 8.326—78. Этим же,
видимо, объясняется и
малочисленность научных публикаций
методического характера о градуировании
дифференциальных термопар с
анализом их погрешностей [3, 6, 7].
Не затрагивая влияния
неоднородности термоэлектродов на показания
дифференциальных термопар (ДТ),
дадим некоторые рекомендации по их
градуированию.
Градуированию ДТ должен
предшествовать выбор схемы термопары,
материалов для термоэлектродов, числа
точек градуирования.
Применение ДТ возможно в двух
схемных решениях: в схеме с .двумя
термопарами, пара одноименных
электродов которых соединены друг с
другом при температуре окружающей
среды (схема А), и в схеме с
термопарой, составленной из трех электродов,
причем срединный электрод помещен
в среду объекта измерения (схема Б).
От выбора схемы, ДТ зависит подход
к градуированию термопар.
Градуирование ДТ в схеме А(ДТА)
осуществляют в интересующем
диапазоне температур сличением с образ-3
цовым термометром по ГОСТ 8.079—79,
причем градуируют сначала одну
термопару, поддерживая рабочий конец
другой при 0°С, затем вторую
термопару, поддерживая рабочий конец
первой при 0°С. Градуировочные
зависимости усредняют. Очевидно, что
погрешность усреднения должна быть
учтена при расчете погрешности ДТА.
Применение ДТ в схеме Б (ДТБ)
требует иного и более тщательного
подхода к градуированию.
Непосредственное сличение ДТБ с образцовым
термометром в большинстве случаев

затруднено, поэтому в практике
термометрии используют «предварительное»
градуирование, т. е. градуирование
собственно термоэлектродных
материалов. Из них изготавливают
термопары ДТБ и приписывают среднюю
градуировочную характеристику паре
катушек (бухт) материалов. При
расчете погрешности термопары должна
быть учтена погрешность из-за
неоднородности совокупности электродов из
каждой катушки проволоки. Эта
погрешность может быть определена по
ГОСТ 22663—77.
Стремление разработчиков
использовать для ДТА и ДТБ
термоэлектродные материалы с большей термо-э.д.с.
в паре ограничивается точностью
используемых термопар. Дело в том, что
чем чувствительнее термопара, тем
больше разброс показаний
совокупности таких термопар из-за
неоднородности электродов и тем хуже их
взаимозаменяемость. Поэтому выбор
термоэлектродных материалов должен
основываться на оптимальном уровне
значений термо-э.д.с. в паре и
термоэлектрической неоднородности
используемых материалов. В связи с этим
удобно применять стандартные
образцы свойств термоэлектродных
материалов (СОТМ), имеющих
аттестованные градуировочные характеристики
и оценку термоэлектрической
неоднородности по длине всей проволоки
(-100—200 м) [5].
Для ДТБ материал боковых
электродов должен быть более однородным,
чем материал срединного электрода,
поскольку на срединный электрод
воздействует малый градиент
температуры, а на боковые электроды —
перепад температур от комнатной до
температуры среды объекта. Воздействие
большого перепада температур
вызывает появление паразитной термо-э.д.с.
из-за неоднородности электродов и>
следовательно, увеличение погрешности
измерений разности температур.
Кроме то^о, рабочие концы ДТБ должны
образовываться .концами боковых
электродов от одного разреза проволоки,
в этом случае рабочие концы ДТБ
будут близки по термоэлектрическим
свойствам.
Выбор числа градуируемых точек
ДТА и ДТБ существенно зависит от
линейности градуировочной
характеристики одинарной термопары и может
быть осуществлен по методике [4]
>1ли определением требуемой степени
аналитического выражения
градуировочной характеристики. В последнем
случае'количество градуировочных
точек одинарной термопары будет равно
(/г.+ 1), где п — степень полинома,
и при расчете погрешности
градуирования необходимо учесть погрешность
аппроксимации.
Метрологическое обеспечение
измерений
До введения ГОСТ 8.079—79 «ГСИ.
Государственный первичный эталон и
общесоюзная поверочная схема для
средств измерений температуры в
диапазоне от 13,81—273,15 К»
термоэлектрическая ветвь общесоюзной
поверочной схемы средств измерений
температуры в диапазоне от —200 до 0°С
содержала образцовую 2-го разряда
медь-константановую термопару,
методы поверки которой описаны в ГОСТ
14894—69 «Термоэлектрические
термометры образцовые 2-го разряда и
общепромышленного назначения для низких
температур. Методы. и средства
поверки». Этот термоэлектрический
термометр предназначался для поверки
стандартизованных термометров и
индивидуальной градуировки хромель-
алюмелевых, хромель-копелевых и
медь-ко'пелевых термопар,
градуировочные характеристики которых не
были стандартизованы в ГОСТ 3044—77
«Преобразователи термоэлектрические.
Градуировочные таблицы» в диапазоне
от —50 до —200°С.
Внедрение ГОСТ 22666—77
«Материалы термоэлектродные для
низкотемпературных термопар. Проволока из
меди и сплава копель. Технические
условия» обеспечило применение в
промышленности СССР отечественной
технической медь-копелевой термопары с
рабочим диапазоном измеряемых
температур от —200 до 100°С и
допускаемым отклонением термо-э.д.с. от
номинальной не более 60 мкВ C,5°С) [8].
В ходе разработки метода
испытания на однородность
термоэлектродных материалов (ГОСТ 22663—77
«Материалы термоэлектродные для
низкотемпературных термопар. Метод
испытания на однородность»)
появилась возможность создать стандартные
образцы свойств термоэлектродных
материалов из сплава копель
(№1090—76 по Государственному
реестру) и меди. (№ 1089—76 по Го-
37

сударственному реестру). Эти
стандартные образцы в паре имеют градуиро-
вочную характеристику, определенную
с погрешностью 0,3°С при
доверительной вероятности 0,9975 в диапазоне
от —200 до 100°С. Все это создало
предпосылки для замены образцового
2-го разряда медь-константанового
термопреобразователя образцовым 2-го
разряда медь-копелевым
термопреобразователем. Эта замена обусловлена
тем, что константановая проволока,
используемая в качестве электрода, не
является в нашей стране
термоэлектродным материалом, а также
несовершенством конструкции медь-
константанового
термопреобразователя, имеющего стеклянный корпус.
Разработанный в СФ ВНИИМ
им. Д. И. Менделеева
термопреобразователь Л1КО (см. рисунок) состоит
из двух изолированных проволочных
электродов с? диаметром 0,4 мм,
изготовленных по ГОСТ 22666—77,
помещенных рабочей частью в тонкостенную
трубку 4 длиной 500 мм из
нержавеющей стали марки 12Х18Н10Т-А.
Рабочий конец преобразователя
заключен в тонкостенный стакан / длиной
70 мм из нержавеющей стали,
наполовину заполненный эпоксидной смолой 2
и жестко спаянный с концом
тонкостенной трубки. На другом конце
тонкостенной трубки укреплена на
эпоксидной смоле втулка 5, жестко крепящая
электроды. Свободный конец копелево-
го электрода 7 помещен в тонкостенный
стакан 6 длиной 250 мм из
нержавеющей стали. Длина
термопреобразователя вместе с соединительными
проводами 1750 мм.
Вероятность безотказной работы
термопреобразователя МКО составляет
0,94 за 50 циклов нагрев —
охлаждение — нагрев A000 ч) при эксплуата-
Образцовый 2-го разряда медь-копелевый
термопреобразователь:
/ — стакан из нержавеющей стали; 2 — смола эпок-
сидно-диановая; 3 — электроды термопреобразователя;
4 — трубка из нержавеющей стали; 5 — втулка;
6 — стакан из нержавеющей стали для свободного
конца копелевого электрода; 7 — свободный конец копеле-
вого электрода
ции в жидком азоте, кислороде и спирте
в лабораторных условиях.
Изменение термо-э.д.с. при
увеличении глубины погружения в жидкий
азот от 250 до 300 мм не превышает
2 мкВ. Средний срок службы 6 лет.
Абсолютная погрешность медь-копе-
левого термопреобразователя 0,1 °С
во всем температурном диапазоне.
В настоящее время в странах СЭВ
действует СТ СЭВ 1059—78
«Метрология. Термометры термоэлектрические
рабочие. Общие технические
требования», в котором градуировочные
характеристики хромель-алюмелевых и
медь-копелевых термопар продлены до
—200°С. В связи с этим ГОСТ 3044—77
будет переработан в 1985 г., и все
термопары из неблагородных
материалов будут дополнительно иметь гра-
дуировочную характеристику в
диапазоне от —200 до 0°С, что позволит
отказаться от проведения их
индивидуальной градуировки.
Слисок использованной литературы
1. Алексахин И. А., Д ухо в л и н ов а Н. Д.
Термопары для измерения низких
температур.— В кн.: Исследование сплавов для тер-
• мопар. М., 1969, с. 150—170.
2. Астров Д. Н., Б е л я н с к и й Л. Б.
Проблемы метрологического обеспечения
низкотемпературной термометрии.— Измерительная
техника, 1974, № 4, с. 25—28.
3. Б р а г и н Б. К., Павлов Б. П. Влияние
термоэлектрической неоднородности
электродов дифференциальной термопары на ее
показания.— Измерительная техника, 1976,
№ 6, с. 71—72.
4. Брагин Б. К., Павлов Б. П.
Определение интервала дискретизации при
индивидуальном градуировании стандартных
термопар. Инф. листок № 56—77. Свердловск:
ЦНТИ, 1977. 4 с.
5. Доброе и некий И. Е., Павлов Б. П.
Разработка системы стандартных образцов
свойств термоэлектродных материалов.—
Метрология, 1982, № 6, с. 26—31.
6. О случайных погрешностях измерения
малых разностей температур контактными
термоприемниками / Р. Г. Думова, О. А.
Сергеев, Д. А. Татаршвили и др.— Труды
метрологических институтов СССР. Исследования
в области тепловых измерений, 1971, вып. 129
A89), с. 228—236.
7. Павлов Б. П. Об одной особенности
применения дифференциальных термопар,
составленных из трех электродов.— Заводская
лаборатория, 1977, т. 43, № 9, с. 1109—1110.
8. Термопара медь-копель для измерения
низких температур / В. М. Бейлин, Г. Б. Лапп,
Б. П. Павлов и др.— Измерительная
техника, 1975, № 6, с. 35—36.
9. Экспериментальные данные
исследования неоднородности различных
термоэлектродных материалов / Б. П. Павлов, Л. И. Ли-
жевская, Г. И. Константинова и др.—
Измерительная техника, 1976, № 5, с. 48—49.
38

УДК 536.63.632:621.564.25-404
ТЕПЛОЕМКОСТЬ ЖИДКИХ
ХЛАДАГЕНТОВ R13, R23,
R13B1 и RC318
Н. Н. СТОЛЯРОВ,
канд. физ.-мат. наук Ю. Р. ЧАШКИН
Известная методика расчета теплоем-
кос.тей ср и cv путем двукратного
дифференцирования по температуре и
последующего интегрирования по
давлению или удельному объему
соответствующих уравнений, основанных
исключительно на термических данных,
не позволяет получить применительно
к жидкому состоянию результаты,
удовлетворяющие современную
инженерную практику. В работе [1], в
частности, показано, что погрешность
расчетных данных жидкого пропана
достигает 15%. Расчет cv жидкости по
измеренным значениям теплоемкости
двухфазной системы жидкость — пар
не дает существенных преимуществ
перед дифференцированием
термического уравнения состояния.
В связи с этим авторами проведены
непосредственные измерения теплоем-
костей с и cv жидких хладагентов
R13, R23, R13B1 и RC318, широко
применяемых в холодильной технике.
Экспериментальные данные по этим
калорическим величинам весьма
ограничены [3, 9, 10].
Образцы исследованных хладагентов
чистотой 99,98% получены в ГИПХ.
Измерительное устройство в основных
конструктивных элементах аналогично
использованному ранее для
определения теплоты парообразования [8].
Оно представляет собой вакуумный
адиабатический калориметр с
выводным капилляром. В целях обеспечения
двух видов измерений в одном
калориметрическом опыте измерительная
ячейка дополнена системой
стабилизации давления и тепловым вентилем [6].
Для каждого хладагента вдоль трех
докритических изобар получено около
40 экспериментальных значений ср
и столько же — cv, которые
аппроксимированы зависимостями вида:
2
Ср^Оо+а^Ч--j~+ аз(уз^) (я4—я), A)
си = Ь0-\-Ь1т + Ь2у> + Ьгт<р, B)
где т, я, ф — приведенные термические
параметры,
т = Г/Гк; п = р/рк; y = v/vK.
Результаты обработки данных
методом наименьших квадратов и принятые
значения критических констант Гк, рк,
vK представлены в табл. 1.
Среднеквадратическое отклонение
измеренных значений от рассчитанных
по ураэнениям A) и B) не превышает
0,1% для ср и 0,15% для cv. Это
соответствует априорным оценкам
случайной погрешности измерений 4 и
свидетельствует об адекватности выбранных
математических моделей. Полная
погрешность полученных значений ср
и cv определяется практически целиком
суммарной систематической
погрешностью, которая с учетом результатов
аттестации измерительного устройства
по стандартному образцу теплоемкости
[5] составляет 0,3% для ср и 0,8%
для cv.
Последовательное сравнение
результатов измерений с экспериментальными
данными других авторов во всем
исследованном интервале температур
возможно только для изобарной тепло-
Таблица 1

Критические
константы и

коэффициенты
гк. к
ДМ3 / КГ
Рк» МП а
ао
<*i
а2
аъ
а4
ь9
Ьх
Ь2
Ьг
R13
301,99
1,7212
3,870
639,2 ,
161,2
52,176
3,083
0,2899
110,8
239,6
884,3
—348,5
R23
299,06
1,9029
4,781
1086,3
— 143,4
86,552
5,087
0,2790
409,7
0,0
708,7
1,2
R13B1
340,31
1,3396
3,958
500,8
120,8
33,065
2,161
0,4364
368,4
108,4
—357,1
• 419,5
RC318
3*88,47
1,6130
2,783
668,6
475,4
14,929
1,413
1,0000
—28,3
772,8
1347,7
— 1022,7
230 260 230 320 350 Т,К
Относительные отклонения значений изобарной
теплоемкости RC318, приводимых в литературных
источниках, от аппроксимированных
формулой A):
• табличные данные для линии насыщения [2];
Ц эксперимент на линии насыщения [9]; О, D, Д —
эксперимент в жидкой фазе на изобарах 1, 2 и 2,7 МПа [3]
39

Таблица 2
t, °с
-ПО
— 100
—90
—80
—70
—60
—50
—40
—30
—20
— 10
0
10
20
30
40
50
60
70
R13
СР
841
855
872
890
910
934
963
997
1041
1097
1171
1271
c'v
490
499
509
518
528
539
550
561
574
588
604
623
ч
R23
СР
1211
1225
1242
1264
1292
1328
1376
1439
1527
1649
c'v \
656
663
669
676
684
693
704
716
730
748
R13B1
СР
631
639
648
657
668
679
693
708
726
747
773
807
850
c'v
374
381
387
394
401
408
415
423
430
438
446
455
464
RC318
СР
995
1010
1026
1043
1061
1080
1100
1123
1149
1179
1217
1266
c'v
698
714
729
\ 744
| 760 ;
1 775
790
1 805
820
| 834
852
868
емкости RC318 (см. рисунок).
Относительные отклонения этих данных от
вычисленных по уравнению A)
располагаются симметрично; а их величина
не превышает суммарной погрешности
сопоставляемых значений. *
Измерения Ср хладагента R23,
проведенные в низкотемпературном
интервале (до 191 К) в Калифорнийском
университете [10], согласуются с
нашими в пределах 0,3%. Вместе с тем
расхождения с результатами
дифференцирования термических уравнений
состояния достаточно серьезны. Так,
представленные в справочнике ГССС^Д
[7] табличные значения ср для того же
хладагента R23 оказываются
существенно заниженными (до 40%). Такого
же рода расчет для R13 [4] дает
значения, превышающие измеренные
более чем в 3 раза. Таким образом,
существующие таблицы калорических
свойств этих хладагентов нуждаются
в исправлении.
Поскольку для рабочих веществ
холодильной техники особенно важны
данные на границе фазового
равновесия жидкость—пар, полученные
аналитические описания теплоемкостей A)
и B) были использованы для расчета
Ср и с[, Дж/(кг • К), на линии
насыщения (табл. 2).
Вошедшие в табл. 2 данные являются
составной частью разработанных в
НПО4 «Дальстандарт» рекомендуемых
справочных материалов для
хладагентов R13, R23, R13B1 и RC318.
Список использованной литературы
1. Гун го Э. Н., Ершова Н. С, Марго-
лин М. Ф. Исследование калорических
свойств пропана. — Холодильная техника,
1978, № 11, с. 29—30.
2. Данилова Г. Н., Куп ри янова * А. В.
Таблицы теплофизических свойств фрео-
на-С318. — Холодильная техника, 1968, № 2,
с. 61—62.
3. Комплексное исследование *
теплофизических свойств фреона-С318 / П. М. Кессель-
ман, Е. Г. Поричанский, В. К. Романов и др. —
В кн.: Теплофизические свойства веществ
и материалов / ГСССД, 1977, вып. 11, с. 5—9.
4. Рассказов Д. С, Петров Е. К.,
Ушмайкин Э. Р. Термодинамические
свойства фреона-13. — В кн.:
Теплофизические свойства веществ и материалов
/ГСССД, 1980, вып. 14, с. 7—23.
5. Соловьев Г. В., Чашкин Ю. Р. Выбор
и аттестация стандартных образцов удельной
теплоемкости жидкостей и паров. —
Измерительная техника, 1978, № 11, с. 50—51.
6. Столяров Н. Н. Экспериментальная
установка для измерения cv и ср в области
жидкого состояния. — В кн.: Метрологическое
обеспечение теплофизических измерений при
низких температурах., Хабаровск, 1979, с. 90.
7. Теплофизические свойства фреонов.
Т. 1. Фреоны метанового ряда / В. В. Алтунин,
В. 3. Геллер, Е. К. Петров и др. ГСССД,
1980. 232 с.
8. Экспериментальное определение
теплоты парообразования фреона-23 / Г. В.
Соловьев, Г. И. Сухинин, Н. Н. Столяров и др. —
Холодильная техника, 1978, № 6, с. 30—33:
9. Furukawa G. Т., Мс Coskey R. Е.,
Reilly M. L. — J. Res. NBS (US), 1954,
, Vol. 62, № 1, pp. 11 — 15.
10. Valentine R. H., В rod ale G. E.,
Giauque W. F. — J. Phys. Chem., 1962,
Vol. 66, № 3, pp. 392—395.
40

УДК 621.564.323:536.75@84.21)
ЭНТРОПИЙНАЯ ДИАГРАММА
ВОДНОГО РАСТВОРА
БРОМИСТОГО ЛИТИЯ
Канд. хим. наук С. В. КАРАВАН,
д-р техн. наук, проф. И. И. ОРЕХОВ,
д-р хим. наук В. К. ФИЛИППОВ
Термодинамический анализ циклов
абсорбционных теплоиспользукрщих
машин наиболее наглядно и полно
можно проводить с помощью энтропийных
диаграмм [1, 4, 8].
Построение таких диаграмм для водо-
солевых растворов связано с
определенными трудностями из-за
химического взаимодействия между
компонентами раствора, в результате которого
образуются кристаллогидраты солей
различного состава.
В работах [4, 8] приведены S, ?-
и S, Г-диаграммы для некоторых
водных растворов без указания методики
расчета энтропии жидкой фазы.
Авторами разработан метод расчета
величин, необходимых для построения
энтропийных диаграмм, рассмотренный
на примере системы LiBr—Н20. При
расчетах использовали новые
справочные данные [5, 6] и данные X. Ловера
[10], которые при стандартных
условиях хорошо согласуются с
приведенными в [2—6].
Сведения о растворимости взяты из
работы [7], поскольку это свойство
изучено автором различными
методами. Эти данные в настоящее время
используют для расчета
термодинамических характеристик системы LiBr—Н20
[5,6].
При /=const, как известно, энтропию
раствора S, кДж/(кг • К),
рассчитывают по формуле:
где ? — массовое содержание соли в растворе;
AS — энтропия смешения (изменение
энтропии при образовании раствора из
компонентов — безводной соли и воды);
индексы: / — вода, 2 — соль.
Энтропию смешения вычисляют по
формуле [9]:
м—&g
&S--
B)
где Д/ — изменение энтальпии при смешении,
кДж/кг;
Д# — изменение свободной энергии Гиббса
при смешении, кДж/кг;
Т — температура, К.
Величины Д/ обычно определяют
экспериментально. Для раствора LiBr—
Н20 они изучены X. Ловером [10]
вплоть до насыщенных растворов в
интервале температур 0—130 °С. Значе*
ния kg находят из данных по
давлению насыщенных паров воды над
растворами [2, 9] следующим образом:
Д? =
AG (m + 55,51) • 103
C)
mM2+1000
где AG — изменение свободной энергии при
смешении компонентов, отнесенное к
одному молю раствора;
га — мольная концентрация раствора, моль
соли/кг Н20;
М — молекулярная масса.
Величину AG вычисляют, выбрав в
качестве стандартного состояния
чистые компоненты — безводную соль
и воду — в их наиболее устойчивом
агрегатном состоянии при стандартных
условиях [25 °С B98,15 К), 0,1013
МПа]. Как известно [9],
raAjAg + SS^lA^!
га+ 55,51
AG = -
D)
A|i. = ji,-|i? = *rin?i; E)
Pi
?' 1
Ац2 = и<2— v°2 = — 55>51У^ dPi> F)
где Ац — изменение химического потенциала
компонента в растворе, кДж/моль;
[i° — химический потенциал компонета в
стандартном состоянии, кДж/моль;
R — универсальная газовая постоянная,
кДж/ (моль • К);
р,, р°х — давления насыщенных паров воды
соответственно над раствором и водой;
\х* — химический потенциал компонента
в насыщенном растворе.
Расчет по формуле F) проводится
для случая кристаллизации безводной
соли, так как в насыщенном растворе
Если соль кристаллизуется из
раствора в виде кристаллогидрата, то расчет
по формуле F) дает лишь разность
между химическим потенциалом соли в
растворе концентрации m и химическим
потенциалом соли в насыщенном
растворе. Для перехода к стандартному
состоянию «безводная соль»
необходимо знать изменение свободной энергии
Гиббса при образовании
кристаллогидрата из безводной соли и воды.
Например, LiBr при 25 °С выпадает в виде
LiBr • 2Н20, и химический потенциал
соли может быть определен в
соответствии с равновесием:
LiBr • 2Н20(к)^; насыщенный раствор
(обозначен *), G)
из которого следует:
AGLiBr . 2Н20(к)=Л»А?+2Л»А* (8)
где AC/LiBr. 2H о (к) — изменение свободной
энергии при образовании моля
41

кристаллогидрата из компонентов,
который может быть получен из
реакции:
1лВг(к)+2Н20(ж)=1лВг . 2Н20(к).
Изменение свободной энергии в
результате этой реакции имеет вид:
AG°
2AG°'
ДСУВг . 2Н20(к) - AG°/LiBr • 2Н20(к)
/LiBr (к)-
/Н20(ж)> (9)
где AG? — изменение свободной энергии при
образовании сложных веществ из
соответствующих простых веществ при
25°С, кДж
[2, 5, 6]:
моль-1, по данным работ
AG°/LiBr . 2Н20(к) =—841'56'A<5°/LiBr(K) ~
= -341,90ДС°,н2О(ж) =-237,33.
индексы к, ж — соответственно
кристаллическое, жидкое состояние.
Из (8) и (9) получаем для
насыщенного раствора:
A^=AGLiBr.2H20(K)-2A^. A0)
По приведенным в работе [2]
значениям осмотических коэффициентов <р
воды и коэффициентов активности
^LiBr в растворе при 25°С можно
иначе рассчитать А^ и Др,2, отнесенные к
стандартному состоянию
«гипотетический одномоляльный-раствор»:
0 RTvmq>
A\i2 = [i2—[4iriin) = vRT In(ym)y
где v— число ионов, на которые диссоциирует
молекула соли.
Для насыщенного раствора LiBr из
A1) и A2) получаем:
М-*—ц? = —6,52 кДж/моль;
\4—Л (гип) =42,61 кДж/моль. A3)
С другой стороны, для выбранного
стандартного состояния «чистые
компоненты» при расчете по формуле A0):
ц*—ц° = — 11,94 кДж/моль, A4)
а из A3) и A4) имеем:
М-*—^2— (и*~ h (гип)) =И-2 (гип) — М-2 = — И,94—
—42,61 =—54,55 кДж/моль.
Следовательно, переход к
стандартному состоянию «чистые компоненты»
можно осуществить по формуле:
A[l2 = \i2—^;= (|i2—|iJ(rHn)) —54,55 кДж/моль.
A5)
Рассчитанные с помощью формул
B) — D) величины Ag и AS при
температуре раствора 25°С и
вышеприведенных значениях химических потенциалов
Aji! и A(i2 приведены в табл. 1.
При других температурах энтропию
раствора определяют по формуле:
т
ST = S298,15+ ) J-dT>
где cD
-'298,15 +
298,15
теплоемкость раствора, Дж/(кг
или по формулам A) и B), а &gT
формуле:
т
а п, ( ^?298,15 f At
A6)
К),
ПО
298,15
т ч
A7)
298,15
При построении S, g-диаграммы для
LiBr—Н20 величины S рассчитывали
по формулам A), B), A7), так как
в работе [10] приведены данные по
исследованию Д/ в более широком
интервале температур @—130°С), чем ср
@—90°С). Интегрирование проводили
аналитическим методом Симпсона на
ЭВМ. Энтропию чистых компонентов
брали из работ [3,-5, 6].
Энтропию системы LiBr—HgO при
температурах ниже 0°С рассчитывали
по формуле A6), принимая cp=const,
ввиду отсутствия данных об ее
зависимости от температуры.
Линии t = const даны в пределах от
— 100 до +160 °С, а линии р = const —
от 0,25 до 150 кПа. Изолинии в области
паровой фазы построены по данным
таблиц С. Л. Ривкина и А. А.
Александрова [3] о свойствах воды.
По данным S, ?-диаграммы (рис. 1)
могут быть построены все остальные
энтропийные диаграммы, например,
S, Г-диаграмма для двухфазной
системы LiBr—Н20 (рис. 2). Линии
постоянных энтальпий жидкой фазы
построены по данным [10], за начало
отсчета энтальпий принято /н2о(ж) =
АЫВг(к)
= 400 кДж/кг при 0°С
Рассчитанные нами значения
энтропии системы LiBr—Н20 в жидкой фазе
совпадают со значениями этих величин,
приведенных в работе [4] в пределах
Таблица 1
—Ag, кДж/кг
—А/, кДж/кг
Д5.10-3,кДж/(кг.К)
Массовое содержание, %, LiBr в растворе
5
36,5
27,6
29,9
10
68,7
55,2
45,3
15
98,1
81,7
55,0
20
125,7
107,6
60,7
25
151,3
132,7
62,4
30
174,5
156,7
59,7
35
195,6
180,2
51,7
40
212,3
202,3
33,5
45
225,4
220,5
17,1
50
233,2
234,2
—3,4
55
234,5
239,3
— 16,4
60
227,6
233,5
— 19,9
42

S,kM*/(kz • К)
Я
8
1
0.25'лПа
0,?
0,6
0,8
1.0 ^1
1,5
2,0 ___,
3,0
4,0 _
? -
io .__
..> .-
15
20
30 __]
*0~
60
100
I
Рис. I. S,
a — паровая фаза; б — твердая и жидкая фазы
43

m
CO
sp
CO
II
MP
in
CN
II
mp
<N
mp
1 ю
7
1 MP
a?
о
7
1 MP
1 m
1 ***
1 °
I MP
Я
4
Is*
5"
as
5"
со -5
. 5Й
•-*
5"
coi
*
as
--*
5"
u
Я
и
--*
о
Wrt-PO(NOO^MC(NONt-00
«О h^ 00 СЛ O^ O^ —i 0\ CO "^ tj^ Ю CD^ О
см* см* см" cm* со" со" со" со" со" со" со" со" со" со"
-Ф^ЮООЮ-« 00 ~* О *-* CN Ю т!«
с" со" о" ю* ~* ел" ю -*" о" со" со" о" г»* ^i*
CNiOh-OCOlOOO-HCOCOOCNTft^
О О О 00 ^- СО Ю СО CN О 00 Ю СО О
t>^ 00^ СЛ О —^ CN СО^ ч* Ю CD CO h» СЮ 0>
CM* CM* (N СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО* СО" со" СО" со"
00 СО — ^f Tf СО О 00 ^ СО СГ> СО О О
--" оо" со" Tf4 ем" —Г о" ею* t^-" со" ю" <*? со" со"
Ю Ь- О СО СО О) —« Tf t^- О СО СО СТ> СМ
СМСМСОСОСОСОт^'^'^ЮЮЮЮСО
°i p. *^t °i °я ^ ю« р. "^ ^ °°«°1 Р. 1
СМ" СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО" Tf" Tj"
00-05- 00TfCMO0>CMl0"*Th00
' rf rf" CO" Tt* Tt" ю" CO" h«* Ь* О* О" —* CM" CO*
t^OCOCOOCNlOOO —'^OO^^N
СМСОСОСОСОт^тГ'^ЮЮЮСОСОСО
CDN000500000HH0(OiO«
p. -i °ч °я ю„ р. *ч р. °о °1 Р 1 °t р
СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО" СО" со" со" Tt* *& ч* ^
— СО t^. -^ СМ О%• C0U3NOC0O!N
о" о" см" ю* оо" о* со* со" о" см" со" о" со" со" ]
О) СО СО О СМ СО 0> СМ Ю О) (N Ю О СМ
CNCOCOCO'^r^TpiOlOlOCOCOcOt^
1 1
00 -ч CM Tt- СО t^ Ь- 00 Г*- Ь- l^. h- СО Ю
^1 со ^ ю^ со^ г^ сю ел о —• см^ со^ тр ю
СО" СО" СО" СО" CO" CO" CO" CO" -*t" тр" ^Г rt" т»".^*
т^ С\ Ю^ О^ СОл —^ С7)л Ол "^* 00^ '«t1 lQ ^ О^
со" г^Г ^" со" см" tC —IГ |С of tC со" оо" rj" of
CMiOOCMCOCTiCOcOQCO^ Ojt Г»
COCOCO'^'TfrflOlOCOCOCO tV^. Ь»
o^r^oo — см^юсосососососо
CO ^ lO CO^ 00^ Ol O^ -* CM^ CO -*t lO^ Ю Г^
СОСОСОСОСОСО^чфт}»,^,,^,'|Ф^'!1<
IO l^ ^ CO CO^ СЛ CO LO Г^ CO CN 0,1^ Ol
оо" ю —Г ею" ю" см" о" оо" ю" со* —" аГ со" тр
г*< СЮ СМ Ю О) СО t- О ^ 00 СМ Ю 05 СО
СО СО тр тИ т^ Ю Ю СО СО СО Ь- Ь- t^ 00
см со о со со оо о см со Tf ю со со со
^Ю^СОС^ОСМжСОл^1ССОГ^СЮжО^
СО* СО* СО* СО* СО*-^"rt* ^* Tt* ><t* ^* Tj" Tj" rt" .
 •Я ^i °°. *Ч °Я °1 ^ °Ч. *Ч °Ч. °°~ °i °i !
Tf со* со* см* —* —!Г о" о* стГ аГ а* о* о* о*
N^lOGOON^iOOOCNCOOmOi
СО тГ т»- т»« Ю Ш СО СО СО Г>* Ь. 00 00 00
CNN-lOOCNlCNCTJ-CNTfiniO
Ю^ СО^ Л Gi СО СМ^ Л "^ Ю^ t>^ ОО^ СЛО^ —
CO* CO* СО* СО* "** ^* ч** Tj" Tt<" Tl" Tf" Tt* Ю* Ю
О —i Ол со^ ^ см^ о^ оо^ сюл ел со 1Л см оо^
о* см* V ю* ь* аГ —Г см* т*" со* ст*«—* ^*" со"
О Tf 00 СМ СО О 1Л С75 СО h* —^ СО О тр
tJ< т»« rf Щ Ю СО СО СО Is- t4- 00 00 О <Л
оооооооооооооо
—* см со ^ ю со t>- сю о о —< см со
VP
СУЧ
о
1 I1
1П
со
о
1 «л
I in
II
1 tu>
1 о
1 1°
1 Ш)
1 "чР
1
1 «л
1 "^"
и
I MP
о
I MP
со?
я
co'l
я
и:
и
5
5"
«оЙ.
¦—
us
51
со&
1 *
и:
1 5
5"
со^
а:
и
1III1III м i%%% \
см см см 1
1-1 Г 1 1 1-1-1 1 1'1§1Ё"
СО ""sf ^ 1
, , , , ,COCMt^CO;00CO00cMh* I
О^ — — CN СМ СО^ СО^ rh tJ- I
см" см" см* ем" см" см" см" см" см"
в.,И.,00.в °Ч°1 °^ °Я 1
1 1 1 1 1 ^* о" оо" t^." ю" tj" см" —* о" 1
| • 1 ' 1 sa)OCN^tocoo-« 1
СМ СМ СО СО СО СО СО ^ "* 1
, .смоо^ососмооеоо^о^ 1
O^O^^CM^CN CO^CO^rJ- ^lO Ю^СО^ I
см" см* см* см* см* см* см* см" см" см" см" см"
Ю СЛ W СО^О »^« О ^СМ^Ю 1
1 1 00* СО* СО* Ю Ю* Tt" rt" Tt* rt* -^* rj" CO* I
1 loCM^COOOOCMrHCOOOOCM I
cMCMCMCMCMcococococorf^ . 1
tONCOOSCOCmn-'ScNOOrt
©~—-смсосо^^юсосоь-^оо^ 1
см* см* см* см* см* см* см* см* cm" cm" cm" cm" cm" cm*
ф ф ^ О СЮж ^ Ф О Ол СЛл O^ СЛж t^ «-^ I
о*ь.*со*со*<о*г^*1^*оо*о*о*---*см*со*^* I
-*>— CM CM CM CM CM CO CO CO CO CO "* 4f
0«OrtON^-NWO<OCNNrt I
°i °l °Я ^ ^ ю^ ^ *Я *Ч °°L °R. °l °i °-
см* см* см* см* см* см* см* см* см* см* см* см* см* со* I
Ю CO ^ CD 00 Ю S^ «t CD Ф "Ф ^t CO **
CO* Ю* ю" CO" t^* CT>* —* CO* Ю h-* O* CM* "*j~ CD*
NO)r«COlOSOCN^COOi-COiO 1
— -* см см см см со со со со со "* ^f tj*
COCMOI^iOCNOCOCOOCOCMOOtJ»
CO^ "^ lO^ lO О Г^ Г>^ 00^ 0\ Ол Ол —I —* CN
cm" cm* cn" cm" cm" см* см cm" cm со" со* со* со* со*
\ 1
CD" О" CN* Tt" 00* —* rf Ю* —* ID OO" CM" lO" C*
| •^CMCNCNCMcO-COCOCOCO'*TfTt<rr'
OOOt^-TfCMOOOiOCNOcOCOOcO
lO^ Ю^ CO^ t>^ 00^ OV Ol O^ -^ CN^ CN^ CO^ -Ф^ ^
CM* CN* CN CM" CN CN CN CO" CO" CO" со" CO" CO" со"
t^ CN^ Th 00^ CN^ —^ O^ Ol O^ Ю^ 00^ O^ Ol Cr
OO" »-* П* 00* CO" OO" CO" t^" CO* CO" CO" О* CO* ОТ
OCOUDSOCNinNOCNinSOCN
CM CM CN СМ СО СО СО СО 'Ф TJ* т*< rf Ю Ю
оооооооооооооо
—«CNCO^flOCOt^OOOO^-CNCO
1 1
44

S, кДж/(кг-К)
Рис. 2. S, Г-диаграмма раствора LiBr — Н20:
а — жидкая' фаза; б — паровая фаза
5—7%, что связано с выбором других
данных по растворимости [4]. В
отличие от работы [4] при расчете
энтропии в области всех фаз принята
международная энтропийная шкала [3, 5, 6].
/, S-диаграмма (жидкая фаза)-
представлена в табличном виде для
интервала температур 0—130°С (табл. 2).
Построенные энтропийные
диаграммы позволяют проводить более
детальные тепловые расчеты абсорбционных
машин в широком диапазоне давлений,
концентраций и температур.
Список использованной литературы
1. Бошнякович Ф. Техническая
термодинамика. М.; Л.: Госэнергоиздат, 1956, ч. 1, 255 с;
ч. 2, 437 с.
2. Вопросы физической химии растворов
электролитов / под ред. Г. И. Микулина. Л.:
Химия, 1968. 418 с.
3. Р и в к и н С. Л., Александров А. А.
Теплофизические свойства воды и водяного
пара. М.: Энергия, 1980, 423 с.
4. Розен, фельд. Л. М., Кузьмин,-
кий Ю. В., Палиев Г. А. Энтропийная
диаграмма равновесных фаз водного раствора
бромистого лития.— Холодильная техника,
1971, № 4, с. 23—25.
5. Термические константы веществ / под ред.
В. В. Глушко.— М.: АН СССР, ВИНИТИ,
Институт высоких температур, 1981, ч. 1,
с. 26—30.
6. Термодинамические свойства
индивидуальных веществ / под ред. В. В. Глушко.—
М: Наука, 1978, т. 1, кн. 2, 310 с; 1982, т. 4,
кн. 2, 317 с.
7. Kessis J. J. — Bull. Soc. Chim. France.
1965, № 1, pp. 48—52.
8. Land о It-Born stein.— Technik, 4 teil,
Bandteil b. Berlin, Heidelberg, New York-
Springer-Verlag, 1972, S. 188—224.
9. Lewis G., Randall M. Termodynamice.
New York, 1961, 723 p.
10. Lover H. Dissertation. Technishe. Hochschu-
le, Karlsruhe: Verlag. Muller. 1961. 137 S
45

УДК 637.481.037.056
РАЦИОНАЛЬНЫЙ РЕЖИМ
ХРАНЕНИЯ ЗАМОРОЖЕННОГО
ЯИЧНОГО МЕЛАНЖА
В. Л. ФРОЛОВ, канд. техн. наук
Л. А. КОРЖЕМАНОВА,
В. А. ВЫГОДИН, С. М. ЧЕРНЯВСКИЙ,
А. Г. ОБУХОВА
МРТУ 49/39—67 «Яичные
мороженые продукты» предусматривает
хранение замороженного яичного меланжа
при температуре воздуха в камере
—6-г10°С. При таких режимах его
качество сохраняется в течение 6—
10 мес.
Регламентированные техническими
условиями сроки хранения не
обеспечивают равномерного снабжения
потребителей яичным меланжем в течение
года из-за сезонности его
производства и поставок на распределительные
холодильники.
Хранение яичного меланжа в
Ленинграде сосредоточено в основном на
Ленхладокомбинате, в Москве — на
хладокомбинате № 12. Максимум
поступлений яичного меланжа на эти
хладокомбинаты приходится на весенне-
летний период, а в ноябре — январе
поставки Сокращаются.
Срок хранения яичного меланжа
исчисляется с момента выработки партии,
следовательно, возможная
продолжительность его хранения на
распределительном холодильнике зависит от
продолжительности хранения на
предприятии-изготовителе и времени
транспортировки грузополучателю. Со дня
выработки до поступления партии
яичного меланжа на распределительный
холодильник проходит, как правило,
1 —1,5 мес, что ограничивает хранение
его на холодильнике 7—8 мес.
Существующая проблема
осложняется переходом промышленности на
выпуск замороженного яичного меланжа
в картонной таре с полиэтиленовыми
вкладышами, для которого срок
хранения составляет лишь 8 мес.
Необходимость продления сроков
хранения яичного меланжа
потребовала уточнения температурных режимов
хранения.
Хранение яичного меланжа в
камере при температуре воздуха —10°С
ограничивается 8—10 мес, так как
после этого срока на поверхности
продукта визуально обнаруживаются плесени
и дрожжи [3], нижний предел
размножения которых соответствует
температурному диапазону —12ч—15°С.
Продлить хранение яичного меланжа
можно путем снижения температуры
воздуха в камере до — 18°С и ниже.
Однако в процессе хранения яичного
меланжа уже при температуре
воздуха ниже —, 6°С наблюдаются
необратимые изменения его структуры (же-
лирование), усиливающиеся с
понижением температуры. От степени жели-
рования меланжа зависит качество
приготовляемых из него омлетов [3].
В исследовании, выполненном в
ЛТИХП, не установлено значительных
различий в степени желирования и в
органолептической оценке запеченной
массы яичного меланжа-,
хранившегося при —10, —18 и —26°С. Однако
консистенция запеченного меланжа
была более жесткой, чем консистенция
запеченной массы из яиц. Видимо,
приготовление омлетов и яичницы из
мороженого яичного меланжа
нецелесообразно, что, кстати, и не
предусмотрено рецептурами.
Согласно ГОСТ 15467—79, под
качеством продукции следует понимать
совокупность свойств,
обусловливающих пригодность удовлетворять
определенные потребности в соответствии с
ее предназначением. Анализ
распределения яичного меланжа среди
потребителей Ленинграда показал, что более
половины его реализуется
предприятиям хлебопекарной промышленности и
предприятиям общественного питания,
где он используется в основном для
выпечки бисквитного полуфабриката.
Поэтому при оценке качества
яичного меланжа основными признаются
свойства и характеризующие их
показатели, связанные с объемом.и
структурой выпекаемых полуфабрикатов,
и его органолептические показатели.
Для получения высококачественных
мучных кондитерских изделий важную
роль играет эффективная вязкость
яичного меланжа. Как видно из
рисунка (графики построены по данным
[4]), основные технологические
показатели бисквитного теста — плотность
взбитой яично-сахарной массы
(кривая //), количество отслоившейся фазы
при выстойке этой массы (кривая /)
и плотность теста зависят от
эффективной вязкости яичного меланжа.
Для бисквитного теста требуется
меланж с вязкостью 2,5—3,5 Па ч« с (при
скорости сдвига 7=5 с-1). Такая эф-
46

2 4 6 8 10
Зффвктибная дязность при^5 с"\ Па • с
Влияние эффективности вязкости яичного
меланжа на показатели качества бисквитного теста:
/ — количество отслоившейся фазы; // — плотность
взбитой яично-сахарной массы
фективная вязкость характерна для
яичного меланжа, подвергнутого
холодильной обработке и последующему
хранению, и не свойственна нативной
яичной массе, если из нее не
выпарена часть влаги [I].
Увеличение эффективной вязкости
яичного меланжа в процессе
холодильного хранения при температуре
воздуха —18°С не приводит также к
уменьшению удельного объема
бисквита [5].
Промышленные проверки,
проведенные на Ленинградском комбинате
мучных кондитерских изделий, местной
фабрике-кухне и фабрике мороженого
Ленхладокомбината показали, что же-
лирование яичного меланжа в
результате хранения при —18 и —26°С не
влияет на его функциональную
пригодность для производства
бисквитного и заварного полуфабрикатов и
листовых вафель.
Вместе с тем при этих
температурах скорость окислительных и
гидролитических процессов в компонентах
яичного меланжа меньше, чем при
— 10°С [3], что, как показано
работами ЛТИХП, позволяет продлить
хранение яичного меланжа при
температуре воздуха в камере — 18°С до 15 мес,
при —26°С — до 24 мес.
Вывод о возможности хранения
яичного меланжа при температуре
ниже — 10°С согласуется с
рекомендациями Международного института
холода [6] и практикой ряда стран
(Болгария, ГДР, США и др.).
Рациональными температурными
режимами хранения являются такие,
которые обеспечивают сохранность
качества продукта в течение необходимого
периода времени при минимальных
расходах на достижение и поддержание
этих температур. Хранение яичного
меланжа при —10°С характеризуется
меньшими,"чем, например, при —18°С,
энергетическими затратами, однако в
первом случае для него требуется
выделять отдельные камеры из-за
отсутствия грузов, которые рекомендовано
хранить при этой температуре.
Согласно схеме развития и размещения
холодильного хозяйства оптовой торговли на
перспективу до 1990 г., разработанной
Гипрохолодом, • хранение мороженых
грузов планируется проводить при
—20ч—30°С [2]. Поэтому, учитывая,
что качество яичного меланжа не
ухудшается при понижении
температуры воздуха в камере хранения, а
стойкость его возрастает, в ряде случаев
удобно и экономически выгодно
хранить яичный меланж при более
низких, чем —10°С, температурах.
Например, при —18°С яичный меланж
можно хранить в одной камере с другими
морожеными грузами, разрешенными
для совместного хранения, и тем
самым повысить загруженность камеры.
Дополнительный расход электроэнергии
на поддержание более низкого
температурного' режима в камере ком-
пенсируетсй 'экономией от лучшего ис-
пользоваййя холодильной емкости и
уменьшения эксплуатационных
расходов.
Расчеты, проведенные применительно
к Ленхладокомбинату, показывают, что
себестоимость холода на 1 т
хранимого яичного меланжа при —10°С
(при выделении отдельных камер для
яичного меланжа) составляет 4,05 руб.,
тогда как при —18°С (при совместном
хранении с другими морожеными
грузами) она может быть уменьшена до
3,86 руб. Таким образом, очевидна
целесообразность хранения яичного
меланжа на распределительных
холодильниках при температурном режиме в
камере —18°С.
В 1984 г должен вступить в силу
новый ОСТ на яичные мороженые
продукты. Есть все основания для
включения в стандарт пункта, разре-
47

шающего хр.анить яичный меланж при
температуре —18°С.
Список использованной литературы
1. Исследование реологических свойств
яичного меланжа/Г. А. Поляков, А. В. Гав-
рилин, Н. И. Булгаков и др. — Мясная
индустрия СССР, 1979, № 11, с. 32—34.
2. К о г а н Б. Н. Основные направления в
проектировании распределительных
холодильников. — В кн.: Перспективы развития
холодильной промышленности РСФСР
отрасли «торговля». М., 1977, с. 8.
3. Сарычева Г. М., Карих Т. М.,
Сивачева А. М. Хранение мороженого
яичного меланжа в пакетах из полимерных
материалов. — Холодильная техника, 1975,
№ 1, с. 36—40.
4. Технологияи техника механизированного
производства тортов и пирожных./М. М.
Истомина, М. А. Талейсник, Р. В. Теплова
и др. — М.: Пищевая промышленность,
1975. 253 с.
5. Фролов В. Л. Влияние холодильной
обработки и хранения на свойства яичного
меланжа. —- Холодильная техника, 1983, № 2,
с. 51—54.
6. Recommendations for the processing
'and handling of frozen foods. Ed. 2, IIR
• 1972, p. 196.
УДК 637.352.056
ИЗМЕНЕНИЕ БИОЛОГИЧЕСКОЙ
ЦЕННОСТИ И СВОЙСТВ БЕЛКА
ТВОРОГА ПРИ ХОЛОДИЛЬНОЙ
ОБРАБОТКЕ И ХРАНЕНИИ
Канд. техн. наук Н. Н. ФИЛЬЧАКОВА,
канд. техн. наук Р. И. ПАНКОВА,
Г. П. ОВЧАРОВА, канд. мед. наук Е. А. РУБИНА,
канд. мед. наук А. И. ГОРШКОВ
Творог вырабатывают в основном
в весенне-летний период. Поэтому в
целях равномерного снабжения
населения творогом в течение года его
замораживают и резервируют на длитель-'
ный срок.
Исследования, проведенные во
ВНИКТИхолодпроме, показали, что
наиболее перспективным способом,
позволяющим резервировать творог на
длительный срок, является быстрое
замораживание, в результате которого
исходное качество продукта
изменяется незначительно [4]. Замороженный
этим способом творог хранится в
течение 10—12 мес практически без
изменения физико-химических и органо-
лептических показателей.
Для промышленного получения
быстрозамороженного творога была
разработана технология его изготовления
на линии М1-ОЛК, в которую входит
48
роторный скороморозильный аппарат
контактного типа.
Одним из наиболее важных
показателей, характеризующих качество
пищевых продуктов, является
биологическая ценность, зависящая от
аминокислотного состава и структурных
особенностей белка [7]. Имеются
только отдельные сообщения [2] о влиянии
замораживания и хранения на
биологическую ценность творога.
В то же время известно, что
замораживание животных тканей и
продуктов питания на их основе
приводит к значительным изменениям белков.
Так, под воздействием низких
температур изменяется поверхностный гид-
ратный слой белковых частиц, в
результате чего усиливаются агрегационные
взаимодействия между белковыми
молекулами [10].
Некоторые исследователи считают,
что казеины обладают относительной
устойчивостью к денатурирующим
факторам. При замораживании не
выявлено ухудшения перевариваемости
творога под воздействием ферментов
пепсина, трипсина и химотрипсина,
изменения электрофоретического состава
белков творога [1], а также
изменения содержания доступного лизина [8].
Однако в опубликованных работах
сравнение влияния на свойства
продукта различных способов
консервирования, в том числе и
замораживания, дается без уточнения условий
замораживания. В связи с этим была
поставлена задача — целенаправленно
изучить влияние различных способов
холодильной обработки и
последующего хранения на биологическую
ценность творога* и изменение свойств
его белка.
Объектом исследования был творог
9%-ной жирности, выработанный
кислотно-сычужным способом.
Замораживали ebo до средней конечной
температуры — 18°С двумя способами:
быстрым — в скороморозильном
аппарате контактного типа при —40°С с
линейной скоростью замораживания в
зоне максимального льдообразования
2,1 • Ю-2 м/ч л применяемым пока
в промышленности медленным — в
холодильной камере при температуре
—30 °С с линейной скоростью
замораживания 0,26 • 10~~2 м/ч. Хранили
замороженный продукт в течение 10—12
мес при температуре —18 °С.
Биологическую ценность творога изу-

чали на животных (крысятах-отъемы-
шах), получавших его в качестве
основного рациона питания в течение
месяца. Для оценки применяли два
метода: определяли ростовесовые
показатели jh баланс азота, на основании
которых рассчитывали показатели
биологической ценности — коэффициент
эффективности белка (КЭБ),
перевариваемость и утилизацию белка (УБ),
и определяли биологическую ценность
(БЦ) по Митчеллу [6].
Одновременно изучали возможность применения
ускоренного метода, основанного на
интенсивности роста . инфузории (Tet-
rahymena pyriformis), на испытуемом
продукте и накоплении в ней белка,
"который позволяет установить
относительную величину общей биологической
ценности (ОБЦ) в течение короткого
времени [5].
Об изменении свойств белка после
замораживания и хранения судили по
микроструктуре белковых частиц
творога и содержанию в нем аминного
азота. Микроструктуру белковых
частиц изучали на сканирующем
электронном микроскопе марки GSM-50 A
(Япония) при увеличении в 1000 раз.
Количество аминного азота определяли
нингидриновым методом Кокинга и
Йемма.
Данные по изменению биологической
ценности быстрозамороженного
творога, полученные в эксперименте на
животных, представлены в; табл. 1.
КЭБ у творога после быстрого
замораживания снижался на 7%, тогда
как УБ и БЦ ho Митчеллу
оставались на том же уровне.
Хранение быстрозамороженного
творога в течение 10 мес практически
не изменяло КЭБ, но несколько
повышало перевариваемость и утилизацию
белка: соответственно на 7,3 и 3,7%.
Объективный показатель — БЦ по Мнт-
^челлу снижался на 3,4%.
Таблица 1
Показатели
биологической
ценности
КЭБ
Перевариваемость
белка* %
Утилизация белка,
°/
/о
БЦ по Митчеллу,
%
Творог
свежевыра-
ботанный
2,20
91,34
73,86
80,85


замороженный
2*04
90,78
73,44
| 80,90

хранившийся в
течение 10 нес
2,09
97.43
76.20
78,21
Таблица 2
-
Показатели,
мг%
Общий белок
Альбумин
«Мочевая
кислота
Холестерин
Сахар
Кальций
Фосфор
Дворог
свежевыработанный
6.0 ±0.25
3.5 ±0,05
2,35 ±0,18
83,0 ±5,7
126,5 ±1,5
6,4 ±0,05
7,6±0,10

быстрозамороженный и хранившийся
в течение 10 мес
5,57±0,13
3.57 ±0.4
1,77 ±0,3
57,3 ±3,2
152,3 ±5,8
6,87 ±0,18
6,57 ±0,12
Изучение биохимических
показателей, характеризующих белковый,
жировой, углеводный м минеральный
обмен, не выявило какого-либо
неблагоприятного воздействия
быстрозамороженного, хранившегося в течение
10 мес творога на. состояние
обменных процессов в животном организме
(табл.2).
Опытами с инфузорией установлено,
что в результате быстрого
замораживания относительная величина
общей биологической ценности снижается
незначительно — не более чем на
1%, что соответствует данным,
полученным в опытах на животных.
Поскольку примененные методы дали
сопоставимые результаты по общей
биологической ценности творога,
исследования влияния условий
замораживания и хранения на этот показатель
были продолжены с использованием
ускоренного метода.
Было изучено влияние медленного
замораживания в сравнении с быстрым
на биологическую ценность творога и
ее изменение в процессе хранения.
В результате исследований
установлено, что после медленного
замораживания общая биологическая
ценность снижается на 4%, а после
хранения в течение 12 мес — на
27%, в то время как биологическая
ценность быстрозамороженного творога
после того же периода хранения
становится меньше только на 14% (рис. 1).
Отсюда следует, что медленное
замораживание, влияя на качество
продукта, как это было показано нами-
ранее [9], изменяет и биологическую
ценность творога.
Исследования микроструктуры
творога показали, что до замораживания
она представляет собой сплошную
сетку из переплетенных между собой бел-
49

/
z
Y"*"*^,^
0 Z Ч 6 8 10 %мес
Л
i ¦ ¦ i
Рис. 1. Изменение ОБЦ в процессе
замораживания и холодильного хранения творога:
/ ¦*- замораживание; // — хранейие; / — быстрое
замораживание; 2 — медленное замораживание
Рис. 2. Микроструктура творога:
а — до замораживания; б — после медленного
замораживания
ковых частиц (рис, 2,а), при этом
каждая частица имеет довольно
развитую поверхность. При медленном
замораживании структурная сетка мицелл
белка нарушается, появляются
трещины, что вызвано, вероятно,
образованием крупных кристаллов льда.
Увеличение кристаллов связано с
медленным намораживанием влаги, как
иммобилизуемой структурной сеткой, так
и частично диффундируемой из
белковых частиц. В результате отдельные
белковые частицы имеют разорванную
уплотненную поверхность и увеличенное
расстояние между собой (рис. 2,6).
Следовательно, структурная сетка
белка травмируется, прочность связей
между белковыми частицами уменьшается,
о чем свидетельствует увеличение
количества свободной влаги при размо-*
раживании медленнозамороженного
творога по сравнению с
быстрозамороженным. Это также согласуется с
ранее полученными данными об
изменении гидратного слоя белковых частиц
при замораживании [10].
При быстром замораживании
структурная сетка белка близка к
исходной благодаря более равномерной
кристаллизации влаги, ,а следовательно,
медленному воздействию на отдельные
структурные элементы белка. При этом
отдельные белковые частицы сохраняют
развернутую поверхность, также
близкую к исходной.
Изучение содержания аминного
азота, являющегося критерием,
характеризующим изменение свойств белка в
результате холодильной обработки,
показало (рис. 3), что количество
аминного азота в быстрозамороженном
твороге остается почти на уровне
свежевыработанного, а в медленноза-
мороженном увеличивается на 10%.
В процессе хранения независимо от
скорости замораживания количество
аминного азота возрастает, причем в
большей степени в твороге, замороженном
медленно. Через 6 мес хранения в
быстрозамороженном твороге оно
увеличивается на 10%, а в медленноза-
мороженном на 20%. Полученные
результаты подтверждают данные
микроструктурного анализа творога.
Изменения структуры белка и
количества аминного азота находятся в
прямой зависимости, что можно объяснить
следующим образом. Под действием
длительного замораживания-
происходят структурные изменения белка, ко-
50

мг/мл
!
1 •
\
1
B
0 12 3b 5%мес
vU *± —.
ррис. З. Изменение количества аминного азота
в процессе замораживания и холодильного
хранения:
/ — замораживание; // — хранение; / — быстрое
замораживание; 2 — медленное замораживание
торые приводят к конформационным
перестройкам его полипептидных
цепей, а следовательно, к
гидролитическому распаду и образованию
простых соединений [3]. При хранении
замороженного творога при низких
температурах продолжается изменение
структуры, усиливающее распад белка,
и в большей степени с более
слабыми связями, что характерно для мед-
ленноза мороженного творога.
Таким образом, изменение структуры
и свойств белка под действием низких
температур и скорости их воздействия
находятся в прямой зависимости и с
показателями биологической ценности,
которые значительнее изменяются, как
видно из результатов исследовании, при
медленном замораживании и
дальнейшем хранении.
Список использованной литературы
1. Влияние некоторых видов консервирования
на электрофоретические свойства и атакуе-
мость протеиназами белков творога /
С. Я. Стан, Л. В. Танцерова и др.—
Вопросы питания, 1981, № 5, с. 42—46.
2. Долгов В. А., Иоффе М. Л.
Биологическая ценность творога, подвергнутого
консервированию и хранению.— Молочная
промышленность, 1981, № 4, с. 30—31.
3. Жоли М. Физическая химия денатурации
белков. М.: Мир, 1968. 276 с.
4. Замороженный творог в блоках / Г. П. Ов-
чарова, Н. А. Мамулова, В. Я. Лях и др.—
Молочная промышленность, 1981, № 3, с. 32—
33.
5. Использование экспресс-метода
биологического контроля мясных продуктов / А. Д.
Игнатьев, В. А. Коваль, В. П. Нелюбин
и др.— Мясная индустрия, 1979, № 1,
с. 26—28.
6. Митчелл X. X. Потребность в белках
у различных животных.— В кн.: Белки и
аминокислоты в питании человека и животных/
пер. с англ. М., 1952, с. 13.
7. Покровский А. А. О биологической и
пищевой ценности продуктов питания.—
Вопросы литания, 1975, № 3, с. .25—29.
8. Усачева Н. Т., Турянский Э. Г.,
Черников М. П. Влияние различных
способов консервирования и хранения
молочнокислых продуктов на содержание доступного
лизина. — Вопросы питания, 1982, № 1,
с. 74—75.
9. Фильчакова Н. Н., Панко.ва Р. И.
Изменение структурно-механических свойств мо-
лочнобелковых продуктов при замораживании
и хранении.— В кн.: XXI Международный
молочный конгресс. Краткие сообщения. Т. 1,
кн. 2. М., 1982, с. 45.
10. А п d е г s о n M. L., R a v е г i Е. М.— J. Food
Sci., 1970, Vol. 35, pp. 551—558.
В порядке обсуждения
К 725.355:662.998.001.24
К ОПРЕДЕЛЕНИЮ ТОЛЩИНЫ
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИИ
ОГРАЖДАЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
холодильников
Канд. техн. наук В. М. ШЛЯХОВЕЦКИЙ,
ДИАРРА СИНЬЕ
При определении оптимальной
толщины биопт теплоизоляции ограждений
холодильника за основной критерий
оптимизации по официальной
методике [4] приняты приведенные
затраты П:
П=ЕН(КС + КИ + КХ) + Зу+Эх+Эт, A)
где Ен — нормативный, коэффициент
эффективности капитальных затрат;
Кс, /Си, /Сх — капитальные затраты
соответственно на строительные конструкции,
теплоизоляцию холодильника и
холодильное оборудование для
компенсации теплопритоков, руб/год;
Эу, Эх, Эт — эксплутационные расходы
соответственно: вызванные потерями от
усушки продуктов под воздействием
теплопритоков; на производство
холода для компенсации
теплопритоков и на производство тепла для
обогрева камер в зимнее время,
руб/год.
5i

С помощью формулы A) можно
оценить весомость составляющих /Q
и Э, в общих расходах на эксплуатацию
холодильника.
Авторы статьи [5], проведя анализ
работ [1, 2], считают целесообразным
при определении биопт учитывать
технологическую , эффективность системы
охлаждения етэ и тепловлажностную
характеристику процесса охлаждения
е,о. Однако их некоторые допущения
требуют дополнительного обоснования
и проработки, в частности,
предположения о том, что Qi=0,lQx (Qi—
внешние теплопритоки через
ограждения холодильника; Qx — внутренние
теплопритоки), а также, что при
определении стоимости оборудования Соб
не нужно знать коэффициент
теплопередачи ограждений.
Если отнести величину П к действие
тельному охлаждаемому объему
продукта в холодильнике Увн, то получим
удельные приведенные затраты #уд,
руб/м3:
nyA=n/VBH. B)
Определив затем производную -^
и приравняв ее нулю, можно найти
значение 8И0ПТ..
Введение величины Увн позволяет
рассматривать физическую модель
холодильника как пространственное
теплотехническое сооружение с размерами
L, В и Н (рис. 1, а) и толщиной
стенки 6С. Если продукт, загружаемый в
холодильник, не проходит термической
обработки, отсутствуют внутренние
теплопритоки (Qx=0), а сам холодильник
является адиабатной системой (Qi=0),
то теоретически внутренний
охлаждаемый объем продукта в холодильнике
VBH будет равен строительному
объему Vc:
Vr = LBH.
C)
Г 1 *l
i
o>
**-4/*
Рис. 1. Модель охлаждаемого грузового объема
(а) и ограждения холодильника с внешним
(б) и внутренним (в) размещением
теплоизоляции:
1 — внутреннее ограждение; 2 — теплоизоляция; 3 —
наружное ограждение; ви, бс, 6ВН — толщина изоляции,
стенки и внутреннего ограждения
52
В действительных условиях объем
продукта в холодильнике
D)
где pf —-коэффициенты [3], учитывающие:
объем, занимаемый холодильным
оборудованием камер (pt), грузовые
проходы и отступы (р2), неплотную
укладку продукта в штабеле (р3), объем,
занимаемый тарой (р4), объем
фактически занимаемый продуктом при
условии максимально возможной за-
г грузки (Р5).
В соответствии с принятой модельк^
холодильника (см. рис. 1, а) получим
его определяющие характеристики.
Внутренняя охлаждаемая
поверхность FBH холодильника при бвн ->- О
и без учета площади основания равна:
FBH = LB + 2LH + 2BH.
E)
При нанесени^ слоя теплоизоляции
толщиной би с наружной стороны
ограждения- (см. рис. 1, б)
внешняя площадь ограждения
холодильника при бвн -> 0 и бс -*- О
/>0 = /^н=1262и + 4биЛ
где r = L+B + 2H,
F)
поверхность, занимаемая
теплоизоляцией, от которой зависит ее объем,
составит:
Л,=^в„ + 462И + 26ИЛ
G
объем строительных элементов
ограждения при 6вн->0 и fic> 0
определяется по формуле:
n = Wc (8)
где Эс — коэффициент, учитывающий увеличение
объема строительной конструкции от*
носительно геометрического объема?
Рс>1-
Суммарные внешние теплопритоки
к холодильнику запишем в следующем
виде:
<?„='<?*.+Qx= 0+z„)Qx> (9)
где zq = QjQx(zq>\).
Теплопритоки Qx не зависят от би.
Так как
Qi = QT + QP>
A0)

где QT — внешние теплопритоки, обусловленные
разностью температур нар^ркного
воздуха tH и воздуха в охлаждаемом
грузовом объеме *кам;
Qp — внешние, теплопритоки, обусловленные
влиянием солнечной радиации, . ,
после преобразований получим:
.Qi-Qr+Qp-MfiiMl+b/M. (">'
где A/Hi-— разность температур расчетной
наружного воздуха fHi и в камере *кам;
kH — коэффициент теплопередачи
теплоизоляционного слоя;
bf — коэффициент, учитывающий долю
площади поверхности теплопередачи
Fop, облучаемой солнечной
радиацией, bf = Fop/F0;
Ьи — коэффициент, учитывающий
отношение избыточной температуры
солнечной радиации Д/р/ к разности
температур A/Hi,
С учетом вышеизложенного,
выражение B) примет вид:
IlyA=En(Rc+RH+Rx) +3x+3y+$rt A2)
V,C,
где/?с-1р [1 + 1/0 + 0*];
К~Ц?* A*+1/A+?вп)гЧ;
Co6F0AfH, A+ &,»,,)
х [i + 1/d+?„.„)""'];
а 10-*Су^^<..(> + >*«.)*¦»('-«т.») .
з Стг0Д/отгота2
т"" —ins— •
где Сс — стоимость 1 м3 строительной
конструкции «в деле», руб/м3;
Енп — коэффициент приведения
разновременных затрат (принимается равным 0,1);
Тс — периодичность замены строительной
конструкции, лет;
Си — сметная стоимость 1 м2 теплоизоляции
«в деле», руб/м3;
Тх — продолжительность эксплуатации
теплоизоляции, лет;
Соб — стоимость холодильного оборудования,
руб.;
Д/Н1,
&tu — перепады температур при условии
a<|t 0|2— коэффициенты, учитывающие
избыточные температуры солнечной радиации
при условиях максимального Д/н и
среднего А*„2 перепада температур;
RH — термическое сопротивление слоя
изоляции, м2 • К/Вт;
Лад — коэффициент, учитывающий потери
холода .в аппаратах и трубопроводах;
i — число замен холодильного
оборудования за расчетную продолжительность
эксплуатации изоляции
холодильника Г,;
Т2 — периодичность замены холодильного
оборудования, лет;
Сх — стоимость холода при стандартных
условиях работы компрессоров,
руб/Дж;
zox — продолжительность хранения продуктов
в режиме охлаждения, ч;
тиах,
а2 — коэффициенты, учитывающие»
соответственно стоимость холода при
стандартных условиях работы компрессоров,
потери холода и тепла в
трубопроводах, определяемые по данным
работы [2];
стоимс
руб/т;
Ст — стоимость тепла для обогрева камер
в зимнее время, руб/Дж;
А/от — разность между средней температурой
наружного воздуха за период
отопления и температурой воздуха в
камере, °С;
2ОТ — продолжительность отопления камер
холодильника, ч.
С учетом формул F) и G) для
величин F0 и Fn9. /?и, а также используя
данные, приведенные в работе [5]
по величинам, входящим в выражение
A2), и принимая для стабильного
температурного режима в камерах
холодильника рс = 1,3; ?«=0,5; ^=0,3;
6^»0,1-2; zq = 2; етэ=0,87, определяем
производную дПуА/д8н =0. После
преобразования получим:
где
*—У=0,
ж=6» + виВ1 + В,;
j/=B3/6j;
A3)
A4)
A5)
Bi=0,33r + 8,31 • 10~3Ссбс;
A6)
Я2 = 2,08 • 10-3Cc6cr + ^B„/12+ll - 10~3Co6/Qx +
+ 27 Ю-3; A7)
Bz-FnBM- Ю-34-0,89 10-3Co6/Qx)jl8)
Из анализа выражений A6) — A8)
следует, что значение биопт зависит как
от величины теплопередающей
поверхности FH9 стоимости холодильного
оборудования Соб и величины Qx, так и от
конструкции ограждения FС и Сс),
а также от принятого
объемно-планировочного решения холодильника,
т. е. конфигурации , охлаждаемого
объема, которая определяется
величинами Г и FBH.
Значение биопт можно определить
с помощью графика, приведенного
на рис. 2. С этой целью находят
точку пересечения кривой, построенной
по уравнению A4), и прямой, построен-
53

0,3 ди,м
Рис. 2. Зависимость толщины теплоизоляции
6И от внутреннего охлаждаемого объема
холодильника Vc и конструкции ограждения:
1,3 — прямые, построенные по уравнению A5)
соответственно при Ус=15«103 и V «=5 • 103 м3; 2 — кривая,
построенная по уравнению A4) для распределительного
холодильника с Ус = 15« 103 м3 и ограждением по рис. 1,в;
4 — то же, с Vc=b • I03 м3 с ограждением по рис. 1,в;
5 — то же, с Vc = 5 - 103 м3 с ограждением по рис. 1,6
(типа «сэндвич»)
ной по уравнению A5). Например,
для распределительного холодильника
с Ус = 15 • 103 м3 и ограждением по
рис. 1, в при принятых величинах
СС = 3,82.1(Г9 руб./Дж [5], Соб =
= 26,6Vc тыс. руб. [5] и Qx = 100 кВт
значение биопт определяется точкой с,
для распределительного холодильника
с Vc = 5 • 103 м3 и ограждением по
рис. 1, в — точкой а, с ограждением
по рис. 1, б — точкой Ь.
Установлено, что при одинаковых
исходных предпосылках для
холодильника с внутренним слоем
теплоизоляции и массивным ограждением,
например кирпичная стенка с бс^
= 350 мм (см. рис. 1, в), необходима
меньшая толщина теплоизоляции
(точка а на рис. 2), чем для холодильника
(см. рис. 1,6) с ограждением типа
«сэндвич» (точка в на рис. 2).
Увеличение строительного объема Vc в 3 раза
при сохранении выбранного объемно-
планировочного решения практически
не сказывается на сокращении биопт.
Возрастание Vc относительно «базовой»
величины Vc{5) снижает биопт только
при условии относительного
уменьшения Qx. Это характерно для
холодильников мясокомбинатов и фруктохра-
нилищ.
Таким образом, при проектировании
холодильников оптимальную толщину
теплоизоляции наружных ограждений
не только зоны строительства
холодильника, температуры в охлаждаемых
помещениях и технологической
эффективности принятой системы
охлаждения, но и грузового объема и
назначения холодильника, конструкции
наружного тепловоспринимающего
ограждения и объемно-планировочного
решения.
Предложенная методика
использована при оценке эффективности
объемно-планировочных решений
холодильников применительно к эксплуатации
в тропических условиях.
Список использованной литературы
. 1. Гиндоян А. Г., Л и фа нов Б. В.,
Ходырева В. Т. Об оптимизации толщины слоя
тепловой изоляции ограждающих конструкций
зданий холодильников. — Холодильная
техника, 1980, № 2, с. 9—13.
2. Гиндоян А. Г., Фаин штейн В. А.,
Ходырева В. Т. Сопротивление
теплопередаче ограждающих конструкций
холодильников. — Холодильная техника, 1981, № 2,
с. 33—38.
3. Новая межотраслевая инструкция по
определению емкости холодильников. — Холодильная
техника, 1978, № 5, с. 52—56.
4. Типовая методика - определения
экономической эффективности капитальных
вложений. — Экономическая газета, 1981, № 2,
с. 11 — 14, № 3, с. 11 — 14.
5. Чумак И. Г., Погонцев В. П. О выборе
толщины тепловой изоляции ограждающих
конструкций холодильников. — Холодильная
техника, 1982, № 11, с. 47—5U
ШОБРЕШШ
8И0ПТ необходимо определять с учетом
54
A1) 1049725 B1) 2939763/28-13 B2) 12.06.80
3E1) F 25 D 13/06; А 23 В 4/06 E3) 664.8.037.52
G2) 3. 3. Улицкий
E4) E7) АППАРАТ ДЛЯ ЗАМОРАЖИВАНИЯ
ПЕЛЬМЕНЕЙ, содержащий
теплоизолированный корпус с отверстиями для загрузки и
выгрузки пельменей и расположенный в нем и
связанный с приводом цилиндр с укрепленным на
нем полым охлаждающим элементом,
отличающийся тем, что, с целью ускорения процесса
замораживания, он снабжен средством для
подачи промежуточного хладоносителя, корпус и
цилиндр выполнены двустенными, полость между
стенками цилиндра сообщена с полостью
охлаждающего элемента, а последний имеет сквозные
отверстия в форме усеченного конуса,
направленного меньшим основанием вверх, и
представляет собой винтовую поверхность, причем на
нижнем участке между витками винтовой
охлаждающей поверхности расположена винтовая
сплошная полоса для отвода промежуточного
хладоносителя из аппарата, при этом' в* цилиндре
коаксиально установлен соединенный с приводом
дополнительный цилиндр с охлаждающим
элементом, аналогичный основному, полости цилиндров
и корпуса сообщены между собой, а привод
выполнен в виде вибратора.

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 62I.57.047.-213.4-S2
АВТОМАТИЧЕСКОЕ ОТТАИВАНИЕ
РАССОЛЬНЫХ БАТАРЕЙ
В ХОЛОДИЛЬНЫХ КАМЕРАХ
ТОРГОВЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ
В. Ф. АПРАКСИН, Л. Г. КАПЛАН,
Б. С. ЛЕВАНТ
При оттаивании в холодильных
камерах .предприятий торговли и
общественного питания рассольных оребренных
батарей за счет естественного тепла
приходится полностью освобождать
камеры от хранящихся продуктов. Из-за
этого нередко необходимую
периодичность оттаивания не соблюдают, что
приводит к увеличению расходов на
эксплуатацию холодильных установок и
ухудшению температурного режима в
камерах.
На Московском специализированном
комбинате холодильного оборудования
(МСКХО) создана система
автоматического оттаивания рассольных
батарей, регулярно осуществляющая этот
процесс и не требующая при этом
выгрузки продуктов из камеры.
Система автоматического оттаивания
рассольных батарей (рис. 1) состоит
из теплообменника с соленоидным
электромагнитным вентилем и фильтром
(Dy40), расширительного бачка с
соленоидным электромагнитным вентилем
(Dy15), двух реле температуры и
программного устройства.
Теплообменник представляет собой
аппарат типа «труба в трубе» (диаметр
внутренней трубы 57 мм, наружной —
180 мм) состоящий из четырех секций
длиной по 2500 мм. Его монтируют
на линии холодного рассола после
испарителя, секции собирают на месте
и крепят на раме из уголка.
По внутренней трубе
теплообменника протекает рассол из
испарителя, поступающий затем во
входной коллектор и батареи камер.
Теплоносителем является горячая
вода из теплосети с температурой 50—
70° С, которая* подается в межтрубное
пространство теплообменника. На входе
горячей воды в теплообменник
установлен соленоидный вентиль с Dy40. В
режиме охлаждения он закрыт.
Горячая \
doda
Рис. 1. Принципиальная схема системы
автоматического оттаивания рассольных батарей:
/ — фильтр; 2 — соленоидный электромагнитный вентиль,
/)у40; 3 — расширительный бачок; 4 — соленоидный
электромагнитный вентиль, D 15; 5 — электрощит управления; 6 —
теплообменник; 7 — испаритель; 8 — реле температуры
Во время оттаивания вентиль открыт
и противотоком рассолу по
межтрубному пространству течет горячая вода.
В результате теплообмена между
горячей водой и рассолом его
температура повышается с —12ч—10 до
8—10° С. Теплый рассол поступает в
батареи, камеры, и иней с них
оттаивает. Команду на открывание
соленоидного вентиля подает программное
устройство, при этом компрессор
останавливается, а рассольный насос
продолжает работать.
Программное устройство включает
два суточных реле времени.
Применение двух приборов связано с тем,
что интервал между двумя процессами
оттаивания составляет от трех суток
до одной недели, а программные реле
времени с такой периодичностью
промышленность не выпускает.
На рис. 2. показана электрическая
схема автоматического оттаивания
рассольных батарей. При включении
автоматического выключателя В А,
расположенного на электрощите управления,
на электродвигатель реле времени РВ1
^постоянно подается напряжение, и оно
работает как обычное суточное реле
времени. Питание на электродвигатель
реле времени РВ2 поступаете течение
некоторого интервала времени в сутки,
в зависимости от установки
программы реле времени РВ1. Каждые сутки
программный диск реле времени РВ2
вращается в течение небольшого
заданного промежутка времени до тех пор,
пока он не сделает полного оборота и не
55

2208
B/ft
В цепь катушки
реле аварийной,
защиты
компрессоров
P*t
В цепь катушки
магнитного
пускателя
компрессора 2
РЗ
В цепь катушки
магнитного
пускателя
компрессора 1
Рис. 2. Электрическая схема системы
автоматического оттаивания рассольных батарей:
ВА — выключатель автоматический; Rl, R2 — резисторы;
РТ1, РТ2 — реле температуры; Л/, JJ2 — лампы сигнальные;
Р — реле промежуточное; Р1—Р5 — контакты реле Р; QB1,
СВ2 — соленоидные вентили; PBI, PB2 — реле времени;
ВК1 — тумблер
наступит время очередного оттаивания.
Например, если программу реле вре-
' мени РВ1 настроить на четыре
включения в сутки продолжительностью 1 ч,
а программу РВ2 на одно
включение такой же продолжительностью, то
команда на оттаивание
(открываниесоленоидного электромагнитного
вентиля DA0) будет подаваться через
каждые о сут на 1 ч.
Оттаивание прекращается
(соленоидный вентиль закрывается) по команде
от реле температуры, контролирующего
температуру рассола на выходе из
теплообменника. Реле настраивается на
срабатывание при температуре рассола
10° С.
Для защиты холодильной установки
от аварийного режима в случае
неисправности соленоидного вентиля или
подачи горячей воды при работе
компрессора предусмотрено аварийное реле
температуры, настроенное на
срабатывание при температуре рассола 12—
14°С. Это реле включено в аварийную
электроцепь и его срабатывание
приводит к остановке компрессора.
Для обеспечения полного слива воды
из теплообменника и расширительного
бачка после окончания оттаивания во
избежание ее замерзания в систему
введен дренажный соленоидный элек-
56
тромагнитный вентиль ?)у15, который
во время работы холодильной установки
находится в открытом .состоянии, а на
период оттаивания батарей
закрывается.
Для определения оптимальных
условий оттаивания инея проведен анализ
скорости его нарастания на ребрах и
трубах рассольных батарей.
Установлено, что в летний период слой инея
толщиной 5—7 мм образуется в
среднем за 3—4 сут, а в зимний —
за 5—7 сут. Исходя из этого можно
рекомендовать периодичность
оттаивания через 3 сут летом и 5 сут зимой.
Оптимальная продолжительность
оттаивания 70—90 мин.
За время оттаивания температура
воздуха в холодильных камерах
повышается не более чем на 1—3° С, что не
вызывает дефррстации и не отражается
на качестве хранящихся пищевых
продуктов.
На оттаивание расходуется 3—3,6 м3
горячей воды. Давление хладагента
(R12) в кожухотрубном испарителе в
период оттаивания поднимается не
выше 0,25—0,35 МПа B,5—3,5 кгс/см2).
Время выхода холодильной установки
на режим после оттаивания 60—90 мин.
Среднесуточный коэффициент
рабочего времени холодильных установок
дри применении системы
автоматического оттаивания рассольных батарей
составляет 0,4 вместо 0,57.
Опытная система автоматического
оттаивания рассольных батарей прошла
эксплуатационные и приемочные
испытания. Приемочная комиссия, в состав

которой входили специалисты ВНИИхо-
лодмаша, ВНИКТИхолодпрома и
МСКХО, рекомендовала ее для
широкого внедрения.
В 1980—1983 гг. МСКХО
смонтировал систему оттаивания на
действующих холодильных установках с
машинами ХМФВ-20 более чем на 20 предт
приятиях торговли г. Москвы. Во время
эксплуатации она показала высокую
надежность.
Годовой экономический эффект от
внедрения системы автоматического
оттаивания рассольных батарей на одной
холодильной установке (в нее входят
две холодильные машины ХМФВ-20)
составляет 35,5 тыс. руб. Эффект-до-
k стигается за счет снижения
коэффициента рабочего времени, а
следовательно, уменьшения расхода
электроэнергии и воды на эксплуатацию
холодильных установок.
УДК 621.514.54.004.001.86
ИЗ ОПЫТА ЭКСПЛУАТАЦИИ
РОТАЦИОННЫХ КОМПРЕССОРОВ
в. и. сосов
В ротационных компрессорах во
время их остановки на длительное
время из-за наличия в полости цилиндра?
масла и аммиака разбухают асбо-'
текстолитовые пластины.
Рационализаторами компрессорного .
цеха Московского мясоперерабатываю-
Модернизированный ротационный компрессор
РБ-90:
/ — разгрузочный вентиль 0у6; 2 — трубка диаметром
10x1,2 мм; 3 — резиновый шланг; 4 — всасывающее
окно; 5 — лропил, в-1 мм; 6 — емкость для масла
щего завода В. И. Содовым, В. А.
Давыдовым и О. Б. Черкасовым
предложено в нижней части цилиндра
ротационного компрессора марки РБ-90
сделать пропил ножовочным полотном в
сторону всасывающей полости так,
чтобы нижняя образующая цилиндра
оказалась выше всасывающей полости
(см. рисунок), а в боковую стальную
крышку на всасывающей стороне
вмонтировать разгрузочный вентиль (Dy6)
с трубкой диаметром 6 мм,
опущенной в-нижнюю, часть всасывающей
полости. После % остановки компрессора
закрывают всасывающий,
нагнетательный и масляный вентили, затем в
течение 5—10 мин ротор компрессора
несколько раз проворачивают вручную
для лучшего стекания масла со стенок
цилиндра и из пазов ротора.
В целях контроля за положением
пластин в цилиндре на полумуфту
компрессора наносят керном метки,
соответствующие Положению пластин, <
что позволяет поставить их таким
образом, чтобы ни одна не оказалась
в крайней нижней точке цилиндра.
Это также необходимо для лучшего
стекания масла во всасывающую
полость компрессора. Для выпуска масла
на разгрузочный вентиль
навинчивают накидную гайку со штуцером и
шлангом, открывают разгрузочный
вентиль, и под действием остаточного
давления о =20—30 кПа @,2—
0,3 кгс/cnt) масло и пары аммиака
поступают в емкость с водой.
В результате внедрения указанного
предложения значительно упростилась
эксплуатация компрессоров.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 1054400 B1) 3243909/23-26 B2) 03.02.81
3E1) С 09 К 5/00 E3) 621.564 G2) В. В. Мнк-
лашевич, А. р. Мостицкий 4
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНЫЙ АГЕНТ для
регенеративного дроссельного цикла охлаждения в
области давлений нагнетания до 2,0 МПа,
содержащий азот, метан, этан, пропан и изобутан,
отличающийся тем, что с целью снижения
температуры охлаждения при сохранении
термодинамической эффективности, хладагент
дополнительно содержит неон при следующем
соотношении компонентов, мол. %:
Азот 20—30
Неон 3—10
Метан 15—20
Этан 10—20
Пропан 10—20
Изобутан Остальное
57

A1) 1041834 B1) 3433072/28-13 B2) 29.04.82
3E1) F 25 D 21/02 E3) 621.57.048 G2)
В. Ф. Михеев, А. В. Печорин, В. Б.
Скуратов, Е. ч>. Гришин, Г. И. Ласточкина G1)
Научно-исследовательский и проектно-технологи-
ческий институт механизации и электрификации
сельского хозяйства Нечерноземной зоны РСФСР
и Всесоюзный научно-исследовательский и про-
ектно-конструкторский институт по
автоматизированному ^электроприводу в промышленности,
сельском хозяйстве и на транспорте
E4) E7) УСТРОЙСТВО УПРАВЛЕНИЯ
ОТТАИВАНИЕМ ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛЯ
ХОЛОДИЛЬНОЙ-МАШ И НЫ, содержащее'
последовательно соединенные блок оттаивания, блок
управления, компрессор, воздухоохладитель,
сообщенный С ним вентилятор, а также
нагреватель, подсоединенный к блоку управления и
воздухоохладителю, реверсивный счетчик, две
схемы И, каждая из которых одним входом
подключена к первому и второму выходам
блока управления, датчик относительной
влажности, датчик температуры и генератор
импульсов, входы которого соединены с
датчиками, выход связан с одним из входов каждой
схемы И, а выходы первой и второй схем
И подсоединены соответственно к
суммирующему и вычитающему входам реверсивного
счетчика, отличающееся тем, что, с целью
повышения точности определения момента включения
оттаивания и снижения расхода
электроэнергии, в устройство введены дополнительная
схема И, пороговый элемент и измеритель
мощности, вход которого подсоединен к
вентилятору, а выход — к пороговому элементу,
причем входы дополнительной схемы И
связаны с реверсивным счетчиком и пороговым
элементом, а выход связан с входом блока от-
тайки.
A1) 1052795 B1) 3470926/29-06 B2) 15.07.82
3E1) F 24 F 3/14 E3) 697.93 G2) Л. И. Гудим,
Б. С. Сажин, В. С. Омельчук G1) Московский
ордена Трудового Красного Знамени текстильный
институт им. А. Н. Косыгина
E4) E7) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ОБРАБОТКИ
ВОЗДУХА В УСТАНОВКАХ
КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА, содержащее корпус с
патрубками ввода и вывода воздуха и жидкости,
и размещенную внутри корпуса полую насадку,
выполненную в виде пакета пластин,
установленных вертикально с зазором для прохода
воздуха, отличающееся тем, что, с целью
повышения эффективности обработки воздуха путем
увеличения поверхности контакта, насадка снабжена
верхним сплошным и нижним перфорированным
с центральным отверстием основаниями,
внутренняя полость насадки выполнена в виде
центрального канала, соосного с патрубком ввода воздуха
и с центральным отверстием нижнего основания,
а пластины выполнены изогнутыми в
горизонтальной плоскости, их боковые торцы направлены
к центру насадки и расположены по
окружности, центр которой совпадает с осью насадки,
при этом пластины установлены рядами по высоте
насадки, и пластины двух смежных рядов
изогнуты в противоположных направлениях.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
патрубок ввода жидкости расположен на выходе
патрубка ввода воздуха, а внутри центрального
канала на верхнем основании насадки установлен
конический обтекатель.
3. Устройство по пп. 1 и 2, отличающееся тем,
что пластины изогнуты по эвольвенте.
58
A1) 1052801 B1) 3283543/23-06 B2) 06.05.81
3E1) F 25 В 15/02 E3) 621.56 G2) В. П.
Латышев, Ю. П. Юрлов
E4) E7) ТЕПЛОИСПОЛЬЗУЮЩАЯ
УСТАНОВКА, содержащая циркуляционный контур, в
который включены генератор с линиями
крепкого и слабого растворов, дефлегматор,
конденсатор, абсорбер и трехпоточный теплообменник,
соединенный по первому потоку с выходом
абсорбера и линией крепкого раствора, по второму
потоку '•*- с входом абсорбера и выходом
конденсатора, по третьему — с входом абсорбера
и линией слабого раствора, а также
поверхностный теплообменник и насос, отличающаяся
тем, что, с целью повышения ее экономичности
при использовании тепла низкого потенциала и
повышения температуры вырабатываемого тепла,
установка дополнительно содержит
установленные на линии крепкого раствора регулирующий
вентиль и параллельно включенный ему
перепускной клапан, насос установлен на линии
слабого раствора и снабжен установленным перед
трехпоточным теплообменником обратным
клапаном, «поверхностный теплообменник размещен
между конденсатором и вторым потоком трех-
поточного теплообменника и снабжен на входе
своим насосом, а на выходе — обратным
клапаном.
A1) 1041826 B1) 3431267/23-06 B2) 28.04.82
3E1) F 25 В 1/06; F 25 В 15/02 E3)
621.575 G2) Э. А. Бакум G1) Одесский
технологический институт холодильной
промышленности
E4) E7) 1. УСТАНОВКА ДЛЯ
ПРОИЗВОДСТВА ХОЛОДА, содержащая замкнутый
контур, в который последовательно включены
кристаллизатор, насос, водоотделитель, плави-
тель-отстойник со змеевиком, дроссельный
вентиль, испаритель и эжектор с рабочим соплом,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
холодопроизводительности, рабочее сопло
эжектора подключено к контуру между плавителем-
отстойником и Дроссельным вентилем посредством
магистрали, снабженной последовательно
установленными дополнительным насосом и двухпо-
точным теплообменником.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем,
что, с целью повышения экономичности,
теплообменник по второму потоку соединен со
змеевиком плавителя-отстойника.
A1) 1040296 B1) 3344453/28-13 B2) 28.09.81
3E1) F 25 D 21/00; F 25 D 11/00 E3)
621.574 G2) Б. Е. Нестеренко, П. И. Сычен ко,
В. И. Молданов, Е. П. Лихачев, С. И. Ра-
тушняк
E4) E7) 1. БЫТОВОЙ ХОЛОДИЛЬНИК,
содержащий конденсатор и обмерзающий
элемент, установленные по обе стороны
теплоизолированной стенки, размещенный в стенке теп-
лопередающий элемент, обращенный одной
стороной к конденсатору, а другой имеющий
тепловой контакт с обмерзающим, элементом,,
отличающийся тем, что, с целью снижения его
материалоемкости и упрощения конструкции,
теплопередающий элемент выполнен в виде
стакана и расположен так, что тепловой контакт
с обмерзающим элементом имеет его днище.
2. Холодильник по п. 1, отличающийся тем,
что стакан выполнен в виде усеченного конуса,
меньшим основанием которого служит днище.

i НТО „ В МЕЖДУНАРОАРЮМ
ПИЩЕВОЙ ИНСТИТУТЕ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ ХОЛОДА
УДК 061.3
II ПЛЕНУМ ВСЕСОЮЗНОГО
СОВЕТА НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИХ
ОБЩЕСТВ
На II пленуме Всесоюзного совета научно-
технических обществ, состоявшемся 10 ноября
1983 г., был заслушан и обсужден доклад
председателя ВСНТО академика А. Ю. Ишлин-
ского об участии научно-технических ^обществ в
выполнении постановления ЦК КПСС и Совета
Министров СССР «О мерах по ускорению научно.-
. технического* прогресса в народном хозяйстве».
г В прениях приняли участие ученые,
руководители организаций НТО ведущих отраслей
народного хозяйства страны.
С речью, посвященной дальнейшим задачам
научно-технических обществ, выступил член
ЦК КПСС, депутат Верховного Совета СССР,
секретарь ВЦСПС В. Н. Макеев.
В принятом участниками пленума
постановлении организациям научно-технических обществ
рекомендовано в работе, направленной на
ускорение научно-технического прогресса, исходить из
того, что в ближайшие годы должен быть
обеспечен выпуск промышленностью машин, приборов,
материалов, соответствующих лучшим
отечественным и зарубежным образцам, должны быть
внедрены в производство прогрессивные
технологические процессы, передовые методы организации
производства и на этой основе существенно
повышена производительность труда.
Усилия научно-технической общественности
следует сосредоточить на создании
принципиально новых видов техники и прогрессивной
технологии, обеспечивающих рациональное
использование топливно-энергетических, материальных,
трудовых, сырьевых ресурсов и охрану
окружающей среды. Надо активно содействовать
крупномасштабному внедрению в народное хозяйство
достижений науки и техники, автоматизации
производства.
Надлежит усилить пропаганду достижений
науки и техники, широко используя печать, радио,
кино, телевидение, организацию выставок,
смотров и конкурсов. При этом главное внимание
следует уделить пропаганде научных открытий и
высокоэффективных изобретений, опыта
внедрения в производство результатов научных
исследований, работ по повышению качества
продукции, деятельности передовых объединений и
предприятий по выполнению решений ЦК КПСС
и Совета Министров СССР, направленных на
ускорение научно-технического прогресса.
Пленум одобрил разработанный президиумом
ВСНТО план мероприятий ВСНТО и
центральных правлений НТО по выполнению задач,
вытекающих из постановления ЦК КПСС и Совета
Министров СССР «О мерах по ускорению научно-
технического прогресса в народном хозяйстве».
Участниками пленума был утвержден
сводный отчет об исполнении бюджета НТО СССР
на 1982 г. и одобрен представленный
президиумом ВСНТО сводный бюджет научно-технических
обществ СССР на 1984 г.
УДК F29.463.125:629.114.444* @48.8)
ИЗ ДОКЛАДОВ КОМИССИИ D2
НА XVI МЕЖДУНАРОДНОМ
КОНГРЕССЕ ПО ХОЛОДУ
(Париж, 1983 г.)
На XVI Международном конгрессе по холоду
комиссии D2 были представлены доклады о
специализированном наземном транспорте.
Значительная часть докладов посвящалась
рефрижераторным и изотермическим грузовым
вагонам и, в частности, системам охлаждения
для них.
В связи с резким подорожанием топлива за
рубежом применение машинной системы
охлаждения для вагонов становится неэкономичным.
В США, например, уже в течение 10 лет почти
не выпускают вагоны с машинным охлаждением
(доклад В. Левенсона, Л. Мало). Предпочтение
отдается системам охлаждения, не требующим
затрат топлива и электроэнергии, например,
охлаждению с помощью жидкого диоксида
углерода (С02). Эта система охлаждения занимает
меньшую площадь, чем машинная, баллоны с
жидким С02 можно расположить под вагоном,
что позволяет увеличить его грузовой объем.
В докладе Р. Хилла (США) приведены
результаты сравнительных испытаний вагонов с
машинным охлаждением и с охлаждением жидким
С02, которые показали преимущества
применения системы охлаждения жидким С02.
Однако жидкий С02 тоже дорог. Поэтому
изыскиваются пути более дешевого охлаждения
вагонов.
X. Нигорд (Швеция)' рекомендует для
длительных перевозок продуктов использовать
изотермические вагоны с льдосоляным охлаждением,
как самым дешевым, или охлаждением с
помощью сухого льда.
С. Мец, Б. Юнге и др. (ГДР) в своем докладе
показывают преимущества применения
переносных эвтектических приборов для охлаждения
изотермических вагонов при перевозке
скоропортящихся грузов на короткие расстояния.
О новом холодильном агрегате для
рефрижераторных вагонов, предназначенных для
перевозки фруктов и овощей, доложили Д. Фарина и
Г. Редаэли (Италия).
Холодильный'компрессорный агрегат «Маретера» позволяет перевозить в
вагоне свежие и замороженные фрукты и овощи.
Приведены результаты сравнения показателей
нового агрегата и системы охлаждения с помощью
водного льда.
Серия докладов была посвящена
специализированному автомобильному транспорту и
контейнерам.
Большое внимание, как и на предыдущих
заседаниях комиссии D2, уделено тонкостенным
кузовам.
В докладе У. Амодио (Италия)
рассмотрены проблемы, связанные с охлаждением
тонкостенных кузовов, циркуляцией и
распределением воздуха вокруг груза, которые здесь имеют
более важное значение, чем привод холодильной
59

авторефрижераторах. Это позволят сделать
специальные автоматические приборы. При этом
масса и занимаемая им площадь не изменятся.
Естественно, увеличится стоимость холодильной
установки, но такие агрегаты необходимы при
перевозке фруктов и овощей.
Наиболее эффективна для охлаждения
транспортных средств машинная система, считает
Ненгжао ЯнгЛ (Китай). Многие страны и
международные организации составляют методики
определения холодопроизводительности системы
охлаждения. Эти методики несовершенны, так как
холодопроизводительность меняется в
зависимости от условий работы холодильной установки
(замораживание, оттаивание и т. д.). Для
более точного определения
холодопроизводительности докладчик предложил ввести коэффициент,
характеризующий отношение
холодопроизводительности в режиме замораживания —
оттаивания к холодопроизводительности в режиме
охлаждения. Этот коэффициент может быть получен
изготовителями в результате испытаний холо- >
дильных агрегатов. -АС
По мнению К. Барнильса и К. Наварро
(Испания), для малотоннажного транспорта
лучше всего применять аккумуляционную систему
охлаждения. Они предложили метод определения
холодопроизводительности холодильного агрегата
этой системы с учетом потерь при открывании
дверей и привели практические данные,
полученные ими при испытании авторефрижератора с
аккумуляционной системой охлаждения.
В докладе Д. Гэрсайда (Канада)
обсуждалась концепция применения жидкого С02 в
системах охлаждения авторефрижераторов. Из-за
его высокой стоимости докладчик отдает
предпочтение машинной системе охлаждения.
Влиянию материала теплоизоляции и
конструкции кузова на коэффициент теплопередачи
и утечки воздуха из кузова посвящен доклад
В. Кунца и Р. Елле (ФРГ). Исследования
показали, что старение изоляции и изменение
прочностных свойств конструкции кузова снижают
коэффициент теплопередачи до 12 % и увеличивают,
утечки до 42 %.
Использование в изоляционных конструкциях
пеноматериалов вызвало дополнительные
трудности в определении старения изоляции (доклад
Г. Скрайна, Великобритания). Проводившиеся в
течение нескольких лет исследования показали,
что свойства теплоизоляции из пеноматериалов
ухудшаются примерно на 3 % в год.
В настоящее время в Европе, как правило,
коэффициент теплопередачи изотермических
кузовов определяют методом внутреннего обогрева.
Метод внутреннего охлаждения применяют мало
из-за невозможности точно установить
холодопроизводительность вторичного агрегата. В
докладе Г. Паноццо и Г. Падована (Италия) пред- „
ложен усовершенствованный *способ измерения,^'
который позволяет сократить время испытания и^
вместе с тем уменьшить расход энергии по
сравнению с ее расходом при использовании метода
внутреннего обогрева.
Анализ материалов, представленных комиссии
D2, позволяет сделать вывод, что большинство
из них посвящено экономии топлива и энергии
на привод холодильной установки, что, в свою
очередь, приводит к удешевлению охлаждающих
устройств для транспортных средств.
установки. Исследования показывают; что между
традиционными и тонкостенными кузовами
имеются существенные различия, поэтому
особенности тонкостенных кузовов должны быть особо
отражены в международных правилах
перевозок (АТП).
В докладе Е. Киоффи (Италия) дан анализ
величины коэффициента теплопередачи элементов
(стен, крыши и т. д.) тонкостенных кузовов.
Приведены графические оценки различных
параметров, влияющих на коэффициент
теплопередачи. На основе анализа и с учетом требований
АТП предлагается основное определение
тонкостенных кузовов.
Доклад Г Милано и Г. Реале (Италия)
посвящен проблемам, связанным с экономией
энергии при эксплуатации тонкостенных кузовов.
Показано влияние тепловых мостиков на утечку
тепла,, что, в свою очередь, вызывает
увеличение потребления энергии холодильной установкой.
Более совершенные ^изотермические конструкции
(например, сэндвич) делают кузов надежным в
целом и способствуют снижению потребляемой
энергии.
В докладе И. Лемуана (Франция) приведены
классификация малотоннажного транспорта и
характеристика различных систем охлаждения для
него, рассмотрены перспективы развития местных
перевозок. Докладчик коснулся также проблем
уменьшения стоимости эксплуатации, снижения
уровня шума холодильного оборудования и
предотвращения загрязнения окружающей среды.
Важное значение имеет циркуляция воздуха
в охлаждаемом кузове и правильное
распределение его внутри штабеля груза.
Этот вопрос еще мало изучен, отметили в
своем докладе Г. Ф. Т. Мефферт и Г. Ван Бек
(Нидерланды). Они предложили довольно
прочую математическую модель, учитывающую
сопротивление потоку воздуха в каналах, для
исследования влияния циркуляции на распределение
температур в кузове.
Некоторые доклады были посвящены
использованию естественной вентиляции изотермических
контейнеров при перевозке свежих продуктов.
В докладе А. Шарпа и А. Ирвинга
(Австралия) приведены результаты перевозки лука в
контейнерах при естественной вентиляции и даны
рекомендаций по улучшению таких перевозок.
Благодаря вентиляции лук доставляется сухим. При
этом должна быть определенная скорость
циркуляции воздуха. Так как в опытных перевозках
лука в течение 9 недель при скорости циркуляции
воздуха 25 объемов в час появилась
небольшая плесень, хотя и в пределах нормы, по
мнению авторов, скорость циркуляции следует
увеличить до 30 объемов в час. Кроме того, большое
значение имеет площадь вентиляционного
отверстия. Результаты испытаний приводят к выводу,
что оптимальным является отверстие площадью
0,064 м2.
Естественная вентиляция необходима при
перевозке гигроскопических грузов (доклад Р. Хипа,
Великобритания). Контейнеры с естественной
вентиляцией применяются при перевозке кофе,
какао-бобов и других грузов, не требующих
охлаждения.
Ряд докладов был сделан на тему выбора
холодильных установок для транспортных
средств, регулирования и измерения их
холодопроизводительности.
Л. Соукуп и П. Выкидал J4CCP) в докладе
указали на необходимость регулирования
холодопроизводительности компрессорного агрегата при
длительных перевозках грузов в большегрузных
60
Материал подготовили
И. Д. БАРУЛИНА, Э. Д. ШУВАТОВА
ВНИКТИхолодпром

СПРАВОЧНЫП
ОТДЕЛ
УДК 681.584.6
ДАТЧИК-РЕЛЕ ТЕМПЕРАТУРЫ
ЭЛЕКТРОННЫЙ Т419
Е. И. РУДАКОВ
ВНИИхолодмаш
СКБприбор (г. Орел) по техническому
заданию ВНИИхолодмаша разработало датчик-реле
температуры электронный Т419, предназначенный
для контроля и регулирования температуры в
стационарных промышленных и судовых
холодильных установках, системах отопления и
вентиляции, торговом холодильном оборудовании.
По- способу коммутации нагрузки прибор
Т419 совместно с медным
термопреобразователем сопротивления типа ТСМ осуществляет двух-
позиционное регулирование температуры
контролируемой среды!. Термопреобразователь
сопротивления, входящий в комплект поставки прибора,
имеет номинальную статическую характеристику
прео'бразования 50М по ГОСТ 6651—78.
Прибор изготавливается в двух вариантах:
с включением нагрузки при повышении или при
понижении температуры относительно заданного
значения.
По устойчивости к климатическим
воздействиям прибор относится к группе ОМ категории
5, но предназначен для работы при окружающей
температуре от —30 до 55 °С по ГОСТ 15150—69.
Степень защиты корпуса — IP44 по
ГОСТ 14254—80.
Техническая характеристика
Пределы задания
температуры, °С, у
прибора
регулируемой
модификаций
Т419-01
Т419-02
Т419-03
Т419-04
Т419-05
Т419-06
Т419-07
Т419-08
Основная допустимая
погрешность, °С
Цена деления шкалы, °С
|Зона врзврата (регулируемая), °С
Напряжение питания однофазного
тока при частоте 50 или 60 Гц, В
Разрывная мощность контактов,
В -А
—50+0
—25-г +25
0++50
+ 25++ 75
+ 50++ 100
+ 75++ 125
+ 100++ 150
+ 125+ + 175
±1
1-10
220
500
Мощность, потребляемая
прибором, В • А, не более 3,5
Длина провода, соединяющего
датчик с термопреобразователем, м,
не более 300 ,
Габаритные размеры, мм 130x105x60
Масса прибора, кг 0,75
вероятность безотказной работы за
2000ч / 0,98
Средний срок службы, лет 8
Средний ресурс, ч У 40 000
Конструкция прибора соответствует
«Правилам классификации и постройки морских судов»,
ч. XI и XV Регистра СССР.
Структурная электрическая схема прибора
Т419 приведена на рис. 1.
В измерительном мосту / сопротивление
датчика t% пропорциональное температуре
регулируемого объекта, сравнивается с сопротивлением за-
датчика 2. При равенстве сопротивлений
(температур задания и «объекта) мостовая
измерительная схема сбалансирована. При отклонении
сопротивления датчика (температуры объекта)
в ту или иную сторону на выходе
измерительного моста / возникает сигнал рассогласования.
Он поступает на вход двухпозиционного
бесконтактного реле 4, в котором благодаря обратной
положительной связи 3 преобразуется в двухпо-
зиционный выходной сигнал «включено —
выключено», имеющий зону возврата. Этот выходной
сигнал через электромагнитное реле 6
воздействует на исполнительный механизм. Светодиод 5
служит для визуальной индикации включения
выходной командной цепи прибор». Напряжение
питания на все элементы схемы подается от блока
питания 7. ,-.._"
Прибор Т419 состоит из следующих основных
частей (рис. 2): основания, панели и крышки.
Все элементы установлены на двух платах,
которые крепятся четырьмя винтами к панели 12.
На ней закреплены резисторы задания
регулируемой температуры 1 и зоны возврата 2. На оси
резисторов насажены ручки. На панели находится
также светодиод 3. Весь блок крепится к
основанию 7 и пломбируется. Внешние цепи
подводятся к клеммнику 13, укрепленному на плате,
через резиновые втулки 4. Крышка // с
резиновым уплотнением предохраняет прибор от
дождя.
Прибор Т419 выпускается в настенном
исполнении. Крепление его к стене осуществляется с
помощью уголка 9, кронштейна 8 и винтов /0,
входящих в комплект поставки. Уголок 9
приворачивают двумя винтами 10 к основанию 7
прибора, а кронштейн 8 — тремя винтами 10 к стенке.
Рис. 1. Структурная электрическая схема
прибора Т419
2В
2ZOB
61

Рис. 2. Конструкция, габаритные и
присоединительные размеры прибота Т419
Разметка под крепление
J1±0,1B\
*1
Затем прибор с помощью уголка надевают на
верхний выступ кронштейна и прикрепляют
винтом 10 через уплотняющую втулку 5 и шайбу
6 к нижнему выступу кронштейна.
Прибор Т419 принят междуведомственной
комиссией и рекомендован для серийного
производства на Орловском ПО «Промприбор». Начало
серийного выпуска — 1984 г.
РЕФЕМТЫ
УДК 621.514.54.004.001.86
Из опыта эксплутации ротационных
компрессоров. СОСОВ В. И. «Холодильная техника», 1984,
№ 2.
Рационализаторами компрессорного цеха
Московского мясоперерабатывающего завода внесено
предложение, внедрение которого позволило
предотвратить разбухание асботекстолитовых
пластин ротационных компрессоров РБ-90 во время
длительной остановки последних.
Иллюстрация 1.
УДК 621.565.9.004.1.001.375:629.12
Оптимизация параметров морозильных аппаратов
судов РТМ-С типа «Прометей» и БМРТ типа
«Пулковский меридиан». ДИДЕНКО В. Ф.
«Холодильная техника», 1984, № 2.
Решена задача оптимизации параметров
морозильного аппарата с учетом влияния на них
технических, экономических и эксплуатационных
факторов. Приводится расчетная модель
оптимизации параметров морозильного аппарата, а
также результаты выполненных расчетов.
Таблиц 4. Иллюстраций 7. Список литературы —
7 названий.
УДК 628.84:664.8/.9.037.004.162
Влияние теплопритоков через ограждения на
усушку продукции и показатели установок теп-
ловлажностной обработки воздуха. ИВАХ-
НОВ В. И.,'КУЗЬМИН М. П.,
ТИХОМИРОВА Л. Н., КОРТНЕВ И. А. «Холодильная
техника», 1984, № 2.
Проанализировано влияние теплопритоков через
ограждения холодильной камеры на режимы
работы и характеристики системы активного
вентилирования с установкой для тепловлажност-
ной обработки воздуха, а также на усушку
растительной продукции при хранении. Рассмотрены
три варианта схем теплоЪлажностной обработки
воздуха: без перехвата теплопритоков, с
частичным и полным перехватом теплопритоков.
Приведен пример расчета. Показано преимущество
работы схемы с полной компенсацией
теплопритоков в воздушной рубашке с использованием
для этой цели вспомогательной холодильной ма-j
шины. ' *J
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы —
3 названия.
УДК 664.8/.9.037.004.162
Причины потерь пищевых продуктов в камерах
холодильников и пути их снижения. ЖАДАН В. 3.
«Холодильная техника», 1984, № 2.
На основании анализа полученной автором
обобщенной формулы усушки пищевых продуктов,
отражающей энергетическую сущность влагооб-
мена, показано, что потери пищевых продуктов
при охлаждении, замораживании и хранении
определяются двумя факторами — температурой
воздуха в камере и теплопритоками к нему.
Аргументированы различные пути снижения потерь.
Таблица 1. Список литературы — 9 названий.
62

УДК 621.565.9.004.183
Снижение энергопотребления при эксплуатации
морозильных аппаратов. ИОНОВ А. Г.,
МОРГУНОВ С. М. «Холодильная техника», 1984, № 2.
8 целях снижения энергопотребления в
морозильных аппаратах и повышения их эффективности
разработан метод уменьшения адгезии пищевых
продуктов при замораживании, основанный на
использовании пониженной температуры кипения
(до —40 °С) и предварительного
подмораживания блоков продуктов. Предложенный метод
сопоставлен с другими.
Таблиц 2. Иллюстраций 5. Список литературы —
9 названий.
УДК664.8/.9.037.004.162
влияние загрузки камер хранения йа потери
мороженых продуктов. МНАЦАКАНОВ Г. К.,
БУШТА И. В. «Холодильная техника», 1984, № 2.
Рассмотрено влияние загрузки камер хранения на
усушку мороженого мяса при воздушной,
батарейной и панельной системах охлаждения. Пока?-
зано, что /в зависимости от загрузки основным
сопротивлением тепло- и влагопереносу могут
быть как условия на границе воздух — прибор
охлаждения, так и на границе воздух %— продукт.
Иллюстрация 1. Список литературы — 4
названия.
УДК 536.532
Измерение низких температур
термоэлектрическими термометрами. ПАВЛОВ Б. П., Л
ИЖЕВСКАЯ Л. И., СЕРМЯГИНА Л. П. «Холодильная
техника», 1984, № 2.
Рассмотрено применение дифференциальных
термопар для Измерения разности температур,
даны рекомендации по их градуированию.
Освещено состояние метрологического
обеспечения измерений низких температур
термоэлектрическими термометрами. Дана информация о новом
средстве измерения — Образцовом 2-го разряда
медь-копелевом термопреобразователе,
разработанном взамен образцового 2-го разряда медь-
константанового термопреобразователя.
Иллюстрация 1. Список литературы г— 9
названий.
УДК 536.63.632:621.564.25-404
Теплоемкость жидких хладагентов R13, R23,
R13B1 и RC318. СТОЛЯРОВ Н. Н., ЧАШ-
КИН Ю. Р. «Холодильная техника», 1984,
№2.
Измерены изобарная и изохорная теплоемкости
фреонов в жидкой фазе. Приведены
аппроксимирующие зависимости и таблицы сглаженных
значений теплоемкостей на линии насыщения.
В результате анализа имеющихся литературных
данных сделан вывод о необходимости
исправления таблиц калорических свойств указанных
хладагентов.
Таблиц 2. Иллюстрация 1. Список литературы —
10 названий.
УДК 637.481.037.056
Рациональный режим хранения замороженного
яичного меланжа. ФРОЛОВ В. Л., КОРЖЕМА-
НОВА Л. А., ВЫГОДИН В. А.,
ЧЕРНЯВСКИЙ СМ., ОБУХОВА А. Г. «Холодильная
техника*, 1984, № 2.
В статье обосновывается целесообразность
хранения замороженного яичного меланжа при
температуре— 18°С и ниже (на распределительных
холодильниках его сейчас хранят при
-—6-г — 10°С). Это подтверждают
функциональная пригодность яичного меланжа после
хранения при —18 °С для производства
бисквитного и заварного полуфабрикатов и листовых
вафель, меньшая скорость окислительных и
гидролитических процессов в компонентах яичного
меланжа при этой температуре, возможность
совместного хранения с другими морожеными
грузами. Последнее позволяет, несмотря на
больший расход электроэнергии на поддержание
более низкого температурного режима, достигнуть
экономии от лучшего использования
холодильных емкостей и уменьшения эксплуатационных
расходов. При —18°С яичный меланж можно
хранить до 15 мес (при —10°С — до 10 мес).
Иллюстрация 1. Список литературы — 6
названий.
УДК 637.352.056
Изменение биологической ценности и свойств
белка творога при холодильной обработке и
хранении. ФИЛЬЧАКОВА Н. Н., ПАНКОВА Р. И.,
ОВЧАРОВА Г. П., РУБИНА Е. А.,
ГОРШКОВ А. И. «Холодильная техника», 1984, № 2.
Рассмотрено влияние скорости замораживания'
и влияние хранения творога, замороженного с
разной скоростью, на изменение его биолбгиче-
ской ценности, микроструктуры белка и
количества аминного азота. Установлено, что медленное
замораживание при температуре —30°С в
холодильной камере оказывает значительное влияние
на изменение указанных показателей, при этом
в процессе хранения изменения проявляются в
большей степени. Существует зависимость между
изменением свойств белка творога под действием'
низких температур и его биологической
ценностью.
Таблиц 2. Иллюстраций 3. Список
литературы — 10 названий.
УДК 536.24:725.355
Анализ тепловлажностных процессов в камерах
хранения неупакованных грузов. ЧУМАК Н. И.,
ОНИЩЕНКО В. П. «Холодильная техника», 1984,
№2.
На основе термодинамики влажного воздуха
получены аналитические соотношения,
описывающие тепловлажностные процессы, протекающие в
камерах холодильников,, Полученные зависимости
уточняют и методически обобщают существующие
теоретические и Эмпирические зависимости,
предложенные различными авторами. Проводится
планирование эксперимента по проверке
результатов психрометрической теории, связанных с
оценкой усушки продуктов в процессе их
холодильной обработки. Таблиц 3. Иллюстраций 3.
Список литературы — 9 названий.
63

УДК 621.565.9.001,375.001.24
Методика расчета оптимальной кратности
циркуляции хладагента в роторных морозильных
аппаратах. ХАЙТИН Б. Ш. с Холодильная техника»,
1984, № 2.
В предложенной методике расчета кратности
циркуляции хладагента учтено влияние
гидравлического сопротивления на температуру кипения
хладагента. В качестве Критерия оптимизации
выбрана продолжительность замораживания
продукта, определяющая производительность anna»4
рата. Дан пример расчета. Установлено, что при
температуре кипения хладагентов около —37 —
-j—39 °С оптимальная кратность циркуляции для
аммиака, лежит в пределах 17—25, а для R22 —
в пределах 2—3.
Таблица 1. Список литературы — 5 названий.
УДК 621.564.323:536.75@84.21)
Энтропийная диаграмма водного раствора
бромистого лития. КАРАВАН С. В., ОРЕХОВ И. И.,
ФИЛИППОВ В. К. «Холодильнаятехника», 1984,
№ 2.
Приведен метод расчета энтропийных диаграмм
водно-солевого раствора, в котором образуются
гидраты солей. В качестве примера представлены
S, ? и S, Г-диаграммы раствора LiBr—H20>
С помощью этих'диаграмм можно более детально
оценить термодинамическую эффективность
рабочих веществ абсорбционных машин.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы —
10 названий.
УДК 621.57.047-213.4-52
Автоматическое оттаивание рассольных батарей
в холодильных камерах торговых предприятий.
АПРАКСИН В. Ф., КАПЛА» Л. Г.,
ЛЕВАНТ Б. С. «Холодильная техника», 1984, J4 2.
Специалистами МСКХО создана система
автоматического оттаивания рассольных оребренных
батарей в холодильных камерах торговых
предприятий. Приведены принципиальная и
электрическая схемы автоматического оттаивания. Даны
рекомендации по настройке приборов автоматики
и выбору основных режимов автоматического
оттаивания.
Иллюстраций 2.
УДК 725.355:662.998.001.24
К определению толщины теплоизоляции
ограждающих конструкций, холодильников. ШЛЯХО-
ВЕЦКИЙ В. М., ДИАРРА СИНЬЕ.
«Холодильная техника»; 1984, М2.
Показана целесообразность определения опти^
мальной толщины теплоизоляции по величине
удельных приведенных затрат, отнесенных к
внутреннему охлаждаемому объему холодильника.
Целесообразно при расчете учитывать не только
зону строительства холодильника, температуру
в камерах и технологическую эффективность
системы охлаждения холодильника, но и тип
конструкции наружного тепл©воспринимающего*
ограждения, объемно-планировочное решение и
назначение холодильника.
Иллюстраций 2. Список литературы -— 5
названий.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова
(зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук,
проф. В. М. Бродянский, д-р техн. наук А. В. Быков, В. В. Васютович, И. М. Гнндлнн,
д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин, А. П. Еркин, И. М. Калнинь, д-р техн. наук, проф.
Э. И. Каухчешвили, В. Д. Леонов, А. П. Леонтьев, Г. А. Новиков, д-р техн. наук, проф.
В. В. Оносовский, д-р техн. наук, проф. И. И. Орехов, О. В. Петров, М. М. Поэин, И. К.
Плотников, Н. Ф. Ролина, Ю. Я. Сенягин, А. Н. Сергиенко, В. М. Шавра.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 16.12.83. Подписано в печать 10.01.84. Т—03510 Формат 70xl08!/ie-
Фотонабор. Высокая печать. Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 5,6. Усл. л. кр.-отт. 6,13.
Уч.-изд. л. 7.53. Тираж 10660 экз. Заказ 3411
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12 Телефон 216-77-00
Ордена Трудового Красного Знамени
Чеховский полиграфический комбинат ВО «Союзполиграфпром»
Государственного комитета СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
142300, г. Чехов Московской области