ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
холодильная
э/1975 техника
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
XXV съезду КПСС — достойную встречу!
Андрачников Е. И. Успешно завершить девятую пятилетку,
достойно встретить XXV съезд КПСС 2
Быков А. В. Технико-экономические показатели
низкотемпературных холодильных машин 6
Дорош В. С, Кузнецов Д. А., Мацов В. И. Судовой
низкотемпературный фреоновый воздухоохладитель. 12
Наер В. А., Соломяников А. Д. Быстродействующие
термоэлектрические микроохладители 17
Тихомиров В. А., Якобсон В. Б., Чекрыжов А. И. О
допустимом уровне шума встраиваемых герметичных холодильных
агрегатов торгового типа 19
Данилов Р. Л., Тарасенко Л. А., Величанский А. Я., Бруш-
тейн А. Н. Производство сжиженной двуокиси углерода
с помощью абсорбционной аммиачной холодильной
машины, использующей тепло дымовых газов 23
Возаков Ю. Г. Морозильная установка рыбообрабатывающей
базы «Василий Чернышев» 27
Давыдов Ю. С, Камзолкина Е. В. Регуляторы влажности для
автоматизации систем кондиционирования воздуха 30
Данилова Г. Н., Малюгин Г. И., Малков Л. С.
Экспериментальное исследование теплообмена при кипении аммиака в
вертикальных кольцевых каналах 32
Мирмов Н. И., Емельянов Ю. В. О коэффициенте теплопередачи
в аммиачных конденсаторах 37
Чижов Г. Б. Метод расчета усушки при охлаждении и замора»
живании пищевых продуктов в воздухе 40
Латышев В. П. Исследование удельной теплоемкости и
энтальпии свинины 42
ОБМЕН ОПЫТОМ
CONTENTS
A Worthy Meeting of XXV Congress of CPSU!
Andrachftikov E. I. Successful Completion of Ninth 5-Year
Plan, Worthy Meeting of XXV Congress of CPSU
Bykov A. V. Technical and Economical Indices of
Low-Temperature Refrigerating Machines
Dorosh V. S., Kuznetsov D. A., Matsov V. I. Marine Low-
Temperature Freon Air Cooler
Naer V. A., Solomyanikov A. D. Quick-Acting
Thermoelectric Microcoolers
Tikhomirov V. A., Yakobson V. В., Chekryzhov A. I.
Tolerable Noise Level of Built-in Hermetic Commercial
Refrigerating Units
Danilov R. L., Tarasenko L. A., Velichansky A. Y., Bru-
stein A. N. Production of Liquefied Carbon Dioxide
by Means of Ammonia Absorption Refrigerating Machine
Utilizing Flue Gas Heat
Vozakov U. G. Freezing Plant of Fish-Processing Base «Vasily
Chernyshev»
Davydov U. S., Kamzolkina E. V. Humidity Controllers for
Automatization of Air-Conditioning Systems
Danilova G. N., Malyugin G. I., Malkov L. S.
Experimental Investigation of Heat Exchange at Ammonia Boiling
in Vertical Circular Ducts
Mirmov N. I., Emelyanov U. V. Coefficient of Heat Transfer
in Ammonia Condensers
Tchigeov G. B. Method of Calculation of Moisture Loss
When Cooling and Freezing Foods in Air
Latyshev V. P. Investigation of Specific Heat Capacity and
Enthalpy of Pork
PRACTICE EXCHANGE
Карамазин А. В. Устройство для присоединения баллонов к „» Karamazin A. V. Device for Coupling Cylinders to Filling
Stations.
Zhilunovich A. T. Method of Reducing Lubricant Consumption
, in Two-Stage Compressors
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Romanov M. N., Penskaya K. I., Lomakin V.N.
Recommendations for Operating VOP-Type Air Coolers at
Enterprises of Meat and Dairy Industry
наполнительным станциям 45
Жилунович А. Т. Способ снижения расхода смазочного масла
в двухступенчатых компрессорах 46
в помощь практику
Романов М. Н., Пенская К. И., Ломакин В. Ня Рекомендации
по эксплуатации воздухоохладителей типа ВОП на
предприятиях мясной и молочной промышленности 47
19
23
27
30
32
37
40
42
45
46
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
48, ;54, 56
47
48, 54, 56
Прилуцкий Д. Н. Научные исследования в области
холодильной техники и технологии 49
ХРОНИКА
О мерах материального поощрения для передовиков мясной и
молочной промышленности — участников ВДНХ СССР 53
Семинар по производству мороженого 53
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Барулина И. Д., Шуватова Э. Д. Замораживание пищевых
продуктов с применением двуокиси углерода и сухого льда 55
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Егорова Е. В., Осепчугова Т. И., Генин Л. Л. Новые
компрессорные агрегаты московского завода «Компрессор» 57
РЕФЕРАТЫ
63
NEW INVENTIONS
BOOK REVIEW
Prilutsky D. N. Scientific Investigations in Refrigerating En-
( ,'gineering and Technology 49
MISCELLANY
Economic Encouragement of Best Workers in Meat and Dairy
Industry-Participants of USSR Exhibition of Economic
Achievements 53
Seminar on Ice-Cream Production 53
FOREIGN TECHNICAL NEWS
Barulina I. D., Shuvatova E. D. Freezing Preservation of
¦ Foods with Carbon )Dioxide and Dry Ice 55
REFERENCE DATA
Egorova E. V., Osepchugova T. I., Genin L. L. New Compres-
, sor Units of Moscow Plant «Compressor* {57
SUMMARIES 63
(Q) Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1975 г.

УДК 621.57-9
Технико-экономические показатели низкотемпературных
холодильных машин
Канд. техн. наук. Л. В. БЫКОВ
ВНИИхолодмаш
В настоящее время в области температур
кипения от —25 до —70°С преимущественно
применяются парокомпрессионные
двухступенчатые холодильные машины, работающие на фрео-
не-22.
Большая часть выпускаемых
низкотемпературных холодильных машин приходится на эту
область температур. Область температур ниже
—70°С является обособленной, в которой
применяются каскадные парокомпрессионные
холодильные машины с хладагентами высокого
давления в нижней ветви каскада, а также
воздушные и газовые холодильные машины. В
данной работе эта область температур не является
предметом основного рассмотрения.
С внедрением новых холодильных агентов
появилась тенденция к расширению
температурного диапазона работы одноступенчатых
холодильных машин. Однако температурные
границы оптимального использования
одноступенчатых и двухступенчатых холодильных машин
с поршневыми компрессорами неясны и могут
быть установлены только на основе технико-
экономического анализа, учитывающего все
факторы, определяющие затраты на выработку
холода. Сопоставление технико-экономических
показателей одно- и двухступенчатых
низкотемпературных холодильных машин и определение
границ их применения являются конечной целью
проведенного нами комплекса исследований [1—
з].
Принципиальные схемы и соответствующие
термодинамические циклы, по которым
проводились технико-экономические сопоставления,
приведены на рис. 1, а — г.
Рабочие коэффициенты компрессоров,
определяющие тепловые и энергетические
показатели холодильных машин, приняты на
основании ранее проведенных исследований [3].
При этом были использованы компрессоры
двух баз:
с диаметром цилиндра 67,5 мм, ходом поршня
50 мм (описанный часовой объем от 20 до 124 м3/ч);
с диаметром цилиндра 76 мм, ходом поршня
66 мм (описанный часовой объем от 104 до
208 м3/ч).
Компрессоры второй базы, в том числе в
бессальниковом исполнении, являются вновь
осваиваемыми перспективными конструкциями с
автоматическим регулированием холодопроиз-
водительности [4 ]. Рабочие коэффициенты для
этих компрессоров в области низких температур
были определены пересчетом на основе
экспериментальных данных по компрессорам с ходом
поршня 50 мм.
Для всех рассматриваемых схем принято
наиболее характерное для машин малой и средней
холодопроизводительности решение по тепло-
обменной аппаратуре: воздухоохладитель
непосредственного охлаждения, конденсатор
водяного охлаждения.
Как уже отмечалось ранее [2], фреон- 13В1,
рассматриваемый здесь применительно к
одноступенчатым холодильным машинам, обладает
рядом благоприятных свойств:
большая объемная холодопроизводительность
при умеренном уровне давления насыщения;
пониженные отношения давлений для
заданных температур, что обеспечивает высокие
рабочие коэффициенты компрессора;
сочетание ряда свойств, обеспечивающих
высокие значения удельной эффективной
холодопроизводительности Кеу высокое значение
показателя — обусловливающего хорошие усло-
вия охлаждения встроенного электродвигателя,
и др.
Вместе с тем предельный уровень давления
для компрессоров, который достигается при
работе на фреоне-13В1 уже при температуре
конденсации ?K=30-f-35°C, ограничивает
возможности применения этого рабочего вещества.
В связи с этим в рассматриваемые
конкурентные схемы была включена схема каскадной
холодильной машины на фреоне-13В1 в нижней
ветви и фреоне-12 — в верхней. Выбор фреона-12
сделан исходя из перспективы потенциального
использования таких схем с конденсаторами
воздушного охлаждения.
Цикл с двукратным дросселированием и
отсосом паров ступенью высокого давления —
с. в. д. (схема в) для машин малой
производительности практически не применяется
вследствие его сложности, особенно в отношении
автоматизации. Однако такой цикл для мшин боль-
в

а верхняя ветвь каскада
ФЧ2
шой производительности на фреоне-22
энергетически наиболее эффективен, так как другие
решения (промежуточное охлаждение сжатых
паров впрыском жидкого хладагента,
регенеративный теплообмен при умеренных
температурах конденсации) не дают энергетического
выигрыша [5]. В связи с этим для
объективного сопоставления технико-экономических
показателей рассмотрение такой схемы
необходимо. В данной схеме и принятой области
температурных режимов уровень температуры
конца сжатия в ступени низкого давления (с. н. д.)
Рис. 1. Принципиальные схемы и термодинамические
циклы:
а — одноступенчатая холодильная машина с регенеративным
теплообменником (компрессор ПБ80, хладагенты — фреоны-22,
502, 13В1); / — компрессор; // — конденсатор; /// —
регенеративный теплообменник; IV — воздухоохладитель;
б — двухступенчатая холодильная машина с однократным
дросселированием жидкого хладагента и с регенеративным
теплообменником (компрессор ПБ80 — с. н. д., 2ФУБС9 — с. в. д.,
хладагент — фреон-22); / — компрессор с. н. д., // —
компрессор с. в. д.; /// — водяной теплообменник; IV —
регенеративный теплообменник; V — воздухоохладитель; VI —конденсатор;
в — двухступенчатая холодильная машина с двукратным
дросселированием жидкого хладагента (компрессор ПБ80 —
с. н. д., 2ФУБС9 — с. в. д., хладагент — фреон-22); / —
компрессор с. н. д.; // — компрессор с. в. д.; /// — промежуточный
сосуд; IV — регенеративный теплообменник; V —
воздухоохладитель; VI — конденсатор;
г — каскадная холодильная машина (компрессор ПБ80 в
обеих ветвях, хладагенты — фреоны-13В1 и 12); / — компрессор
нижней ветви каскада; // — компрессор верхней ветви каскада;
/// — испаритель-конденсатор; IV, V — регенеративные
теплообменники; VI — воздухоохладитель; VII — конденсатор.
не позволяет осуществить промежуточное
водяное охлаждение паров, принятое в схеме б,
что несколько сближает энергетические
показатели обеих двухступенчатых схем на фреоне-22.
Регенеративный теплообмен для схемы в
сведен до практически необходимого минимума»
поскольку повышение степени регенерации
резко снижает эффект от двукратного
дросселирования хладагента.
Анализ соотношений энергетической
эффективности одноступенчатых и двухступенчатых
машин был проведен в работе [3]. На рис. 2 и 3 да-

U\ _ 1 \ I I I ¦ 1
-80 -70 -60 -50 t0,°C
Рис. 2. Удельные энергетические характеристики
низкотемпературных холодильных машин:
д-л-л — одноступенчатой на фреоне-22 (схема a);Q-Q-0 —
одноступенчатой на фреоне-502 (схема а); Х-Х-Х —
одноступенчатой на фреоне-13В1 (схема а); двухступенчатой
на фреоне-22 (схема б); двухступенчатой на фреоне-22
(схема в); каскадной (схема г). Эти обозначения
сохраняются на всех последующих рисунках.
ны аналогичные характеристики (/К=30°С) для
всех схем, в которых применены компрессоры
новой базы с диаметром цилиндра 76 мм. Однако
все основные соотношения и их причинная связь
для одноступенчатых и двухступенчатых машин
сохранились и поэтому здесь рассматриваться
не будут. Остановимся лишь на сопоставлении
двухступенчатых схем на фреоне-22 с каскадной
-70 -60 -50 t,°C
Рис. 3. Индикаторный к. п. д. для низкотемпературных
холодильных машин.
схемой, так как такой анализ энергетической
эффективности ранее не производился.
Каскадная схема и двухступенчатая с
двукратным дросселированием принципиально
различаются наличием в первой температурного
напора в испарителе-конденсаторе, что требует
дополнительной затраты работы сжатия. Тем
не менее значение суммарной удельной
адиабатической работы -тР в каскадном цикле больше
Чо
лишь на величину до 6% (см. рис. 2). Далее
вступают в силу свойства хладагентов. Меньшие
отношения давлений по ступеням при
использовании фреона- 13В1 обусловили более
высокие значения индикаторного коэффициента
полезного действия т]? (на рис. 3 для каскадной
и двухступенчатых схем для наглядности
приведены средние значения r\t по ступеням), что
относительно снижает удельную индикаторную
работу сжатия -^ в каскадном цикле. Опреде-
ленное влияние оказывает меньшая удельная
работа трения -^~ благодаря высокой
объемно
ной холодопроизводительности qv и более
высоким значениям коэффициента подачи X (рис. 4)
на фреоне-13В1. В результате каскадный цикл
с компрессорами одинаковой объемной
производительности в обеих ветвях незначительно, на
величину около 4%, опережает по эффективности
двухступенчатый цикл с двукратным
дросселированием. Что касается двухступенчатого цикла
с водяным охлаждением (схема б), то для него
удельная адиабатическая работа больше этой
величины для каскадной схемы приблизительно
на 10%. Поэтому в силу указанных выше
факторов эффективность этой схемы ниже, чем
каскадной, на 20% и более.
Материалоемкость машины, являясь важным
самостоятельным показателем, оказывает
большое влияние на себестоимость оборудования.
Так же как при анализе энергетических
характеристик, целесообразно рассматривать только
удельные величины, отнесенные к холодопроиз-
водительности машины (например, к 1000 ккал/ч).
На рис. 5 приведены удельные величины
материалоемкости М для всех рассматриваемых
8

50 tff,°0
Рис. 4. Действительная объемная холодопроизводитель-
ность в зависимости от температуры кипения.
250
?пл
II юо
^Г 90
ял
7П
/и
Ои
50
\
\
\
\ \
\\
L \\
V
\ч
X
\
\
_:^
-во
~70
-60
-so ta,°c
Рис. 5. Удельная материалоемкость в зависимости от
температуры кипения.
вариантов машин. В области температур кипения
выше —60°С наименьшая материалоемкость у
одноступенчатой машины на фреоне- 13В1, а
ниже этой температуры — у каскадной машины.
Одноступенчатые машины имеют худшие
показатели, чем двухступенчатая машина {схема б):
на фреоне-22 — ниже температуры кипения
—45°С, на фреоне-502 — ниже —50°С, на фрео-
не-13В1 —ниже —68°С. Определяющим
фактором для материалоемкости
низкотемпературных машин оказывается доля массы
компрессоров, которая прямо зависит от реальной
объемной холодопроизводительности машины (на
рис. 4 приведены величины qvX для всех
рассматриваемых схем).
Для области температуры кипения —70°С доля
массы компрессоров от общей массы машин для
одноступенчатого и двухступенчатого исполнения
составляет 60—70%E0%для каскадной машины).
Доля массы компрессоров для области—40°С
только дляодноступенчатых машин нафреоне-13В1
не превышает 25%, а для всех других
исполнений низкотемпературных машин она находится
на уровне 30—40%. Эта тенденция объясняется
относительно малым количеством тепла,
передаваемым в теплообменной аппаратуре
низкотемпературных машин, которая сохраняется,
несмотря на то, что удельная масса аппаратуры
возрастает с понижением температуры кипения,
так как с уменьшением собственно теплопередаю-
щей поверхности возрастает доля несущих
элементов, обеспечивающих прочность, плотность и
монтаж аппаратов. Так, при температуре
кипения —40°С удельная масса аппаратуры равна
кг
25—30-
40—65
1000 ккал/ч
кг
а при —70°С составляет
1000 ккал/ч #
При расчетах теплообменной аппаратуры
определяли коэффициенты теплоотдачи при
кипении и конденсации для каждого хладагента.
Имеющиеся различия в их величинах не оказали
заметного влияния на массовые характеристики
аппаратуры. В связи с этим вопросы
теплопередачи в данной работе не рассматриваются.
Выигрыш в удельной массе компрессоров в
каскадной машине настолько велик, что эта
машина сохраняет свое преимущество по
материалоемкости перед двухступенчатой машиной с
двукратным дросселированием, несмотря на то,
что доля массы аппаратов в каскадной машине
(включая испаритель-конденсатор) на 50% выше,
чем у двухступенчатой.
Подробные проектные расчеты каждой из
рассматриваемых схем с подбором оборудования
на данный температурный режим работы (в том
числе и установленной мощности
электродвигателя) и определение на основе
экспериментальных данных расхода электроэнергии, воды,
материалоемкости и других показателей
позволили определить приведенные затраты на
выработку холода.
Все расчеты выполнены с использованием
установленных тарифов и расценок. Для всех схем
принимались единые значения стоимости электро-
9

энергии, воды, материалов. Так, например,
затраты на электроэнергию рассчитаны на
основании действующего прейскуранта цен на
электроэнергию, исходя из условий работы
холодильного оборудования на промышленных и
приравненных к ним предприятиях, имеющих
установленную трансформаторную мощность не более
500 кВт и расположенных в Московской области.
При этом действует двухставочный тариф
оплаты за электроэнергию, который для Москвы и
Московской области составляет:
— основная оплата — 22 руб. за 1 кВ-А
установленной трансформаторной мощности;
— дополнительная оплата 8 руб. за 1000 кВт- ч
потребляемой электроэнергии.
Затраты на оборот 100 м3 воды приняты по
данным ГИАП и составляют 1,2 руб.; годовая
наработка машин — 6000 ч. Принятые методики
[6, 7] предусматривают следующие категории
приведенных затрат:
— Текущие эксплуатационные затраты на
электроэнергию (потребляемую и установленную
мощность); воду (в нашем случае оборотную);
амортизацию; текущий ремонт;
эксплуатационные материалы; зарплату обслуживающего
персонала.
— Приведенные капитальные затраты на
оборудование; стоимость занимаемой площади.
В нашем анализе, не изменяя статей затрат,
более целесообразно воспользоваться такой
группировкой, когда в одну группу сводятся все
статьи затрат, пропорциональные сметной
стоимости оборудования (или непосредственно
зависящие от нее).
Тогда полные удельные приведенные затраты
можно представить как сумму двух групп
составляющих удельных приведенных затрат:
первая группа затрат 34 — на
электроэнергию, воду, эксплуатационные материалы,
зарплату обслуживающего персонала;
вторая группа затрат 32— на оборудование,
амортизацию, текущий ремонт, стоимость
занимаемой площади.
«Ha рис. 6, а, б приведены составляющие
удельные приведенные затраты 3t и32 для каждой
схемы. Нетрудно заметить, что кривые 32 почти
полностью повторяют кривые материалоемкости
(см. рис. 5). Это закономерно, так как
материалоемкость вообще характеризует себестоимость
однотипного оборудования, а в нашем частном
случае она, как было указано выше,
определяется наиболее дорогостоящей частью —
компрессорами.
Кривые 34 в значительной степени соответ-
ствуют кривым тг- (см. рис. 2). Это объясня-
ется тем, что в общей сумме затрат 34 расходы
на электроэнергию составляют наиболее весо-
г, 'с
Рис. 6. Составляющие удельные приведенные затраты
Зг (а) и 32 (б).
мую и в наибольшей степени зависящую от
режима работы долю: при температуре кипения
t0=—70°С — 45—57%, а при t0=—40°C —
60—65%.
На рис. 7 даны полные приведенные
удельные затраты 3. Конечный характер кривых
определяется взаимным влиянием основных
рассмотренных выше факторов. Следует отметить,
что кривые основных составляющих удельных
ю

200Т
-ЙГ^70 ЧМ Ж t,'C
Рис. 7. Полные удельные приведенные затраты на
выработку холода.
приведенных затрат 34 и 32 не противоречат
друг другу: расположение и в основном характер
кривых для одноименных схем идентичны.
Однако в отличие от кривых 3t кривые 32 имеют
весьма важные пересечения. Это объясняется тем,
что затраты 32 составляют 60—65% от полных
приведенных удельных затрат 3 при —70°С и
43—53% при —40°С (основные пересечения
кривых происходят при —50-=—70°С).
Затраты на электроэнергию при низких
температурах (—70°С) составляют 16—22% от полных
удельных приведенных затрат и не могут оказать
существенного влияния на характер кривых при
низких температурах. Однако при — 40°С доля
затрат на электроэнергию возрастает до 29—
37%, что заметно влияет на полные удельные
приведенные затраты в области высоких
температур кипения.
Соотношения экономической эффективности
конкурентных низкотемпературных холодильных
машин (см. рис. 7), а также графики по
энергоемкости (см. рис. 2) и материалоемкости (см. рис. 5)
могут служить основой для выбора
предпочтительной схемы для конкретных заданных
условий.
При анализе результатов (см. рис. 7)
достаточным различием показателей эффективности,
определяющим предпочтительность одной схемы
перед другой, следует считать 10—15%. При
таком различии уже не могут оказать влияния
некоторые неизбежные колебания исходных
данных или их неточность. С другой стороны,
многочисленные технико-экономически'е
исследования новой техники показывают, что для большей
части оборудования при таком различии в
эффективности уже окупаются затраты на
создание и освоение нового оборудования взамен
старого. Таким образом, схемы, у которых при
данной температуре кипения соотношения
стоимости выработки холода лежат в указанных
пределах, следует считать с экономической точки
зрения равноценными.
Рассмотрение полученных данных по
экономической эффективности с учетом исследований
эксплуатационных свойств холодильных машин
на различных хладагентах позволяет сделать
следующие выводы о рациональных областях
применения низкотемпературных одно-,
двухступенчатых и новых схемных решений низко-
темпер атурных машин.
— Фреон-22 при использовании его в
одноступенчатых машинах уступает фреонам-502 и
13В1 не только по эксплуатационным, но и по
экономическим показателям. Применение
одноступенчатых машин на фреоне-22 для температур
кипения ниже —35°С не рекомендуется.
— Одноступенчатые холодильные машины на
фреоне-502 рекомендуются для области
температур кипения —30-i—50°C, так как они по
экономическим показателям практически
равноценны с двухступенчатыми на фреоне-22.
— Одноступенчатая схема на фреоне-13В1
имеет существенное экономическое преимущество
перед другими одноступенчатыми и
двухступенчатыми схемами на фреоне-22 во всем
рассматриваемом диапазоне температур кипения, вплоть
до —60°С. Применение одноступенчатых ма-
ших на фреоне-13В1 весьма перспективно в
диапазоне температур от —30 до —60°С (—65°С);
— Область применения двухступенчатых
машин на фреоне-22 находится в пределах —50-г-
~—70°С (до создания условий для широкого
применения фреона-13В1). При этом следует
учитывать, что упрощенная схема б
экономически малоэффективна.
— Весьма эффективна каскадная схема на
фреонах-13В1 и 12, которая может быть
рекомендована в диапазоне температур —50—
_70°С (—75°С).
— Учитывая благоприятный характер
протекания и стыковки кривых приведенных затрат
для одноступенчатой холодильной машины на
фреоне-13В1 и каскадной схемы в весьма
широком диапазоне температур кипения, а также
необходимость обеспечения в летнее время эф-
12
и

фективной работы холодильных машин при
повышенных температурах конденсации (в том
числе с воздушными конденсаторами), следует
считать целесообразным создание каскадных
машин на фреонах-13В1 и 12, в которых верхний
каскад используется только сезонно, в теплое
время года. При этом одна машина верхнего
каскада может обслуживать несколько машин,
работающих на фреоне-13В1. Ориентировочный
диапазон температур кипения для таких машин,
по данным настоящего исследования, может быть
определен в пределах — 30-i—60°С.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Быков А. В., Сапронов В. И. Исследование
характеристик бессальникового компрессора при работе
на фреоне-502.— «Холодильная техника», 1971, №6
с. 8—12.
УДК 621.565.945:629.12
В. С. ДОРОШ, Д. А. КУЗНЕЦОВ, В. И. МАЦОВ
Для хранения перевозимой продукции на
рефрижераторных судах, как правило, следует
поддерживать в трюмах температуру от 5 до —30°С.
При бесканальных системах непосредственного
воздушного охлаждения температура кипения
хладагента в воздухоохладителе должна быть
в диапазоне — 5-J—40°С. В этом случае
используется более эффективный хладагент — фреон-22
[1].
Для создания воздухоохладителей указанных
систем воздушного охлаждения трюмов
необходимо получить зависимость для расчета
коэффициентов теплоотдачи при кипении фреона-22
в горизонтальных трубах.
Известны экспериментальные данные по
кипению фреона-22 внутри горизонтальной трубы
в диапазоне температур — 10ч-+10°С, а также
обобщенное уравнение для определения
коэффициента теплоотдачи при кипении фреонов в
интервале температур — 30-!—Ь30°С [2, 3].
Однако для обоснованного расчета
низкотемпературных воздухоохладителей требуется
получить опытные значения коэффициентов
теплоотдачи фреона-22, кипящего при температуре
до —40°С в трубах аппарата, включенного в
схему холодильной машины.
2. Б ы к о в А. В., Сапронов В. И.
Характеристики бессальникового компрессора при работе на
фреоне-13В1.— «Холодильная техника», 1971, № 11,
с. 9—13.
3. Быков А. В. Энергетическая эффективность
низкотемпературных холодильных компрессоров.—
«Холодильная техника», 1974, № 7, с. 12—15.
4. К а т е р у х и н В. В., Акимов В. И. Новые
компрессоры средней производительности. —
«Холодильная техника», 1974, № 10, с. 55—62.
5. Быков А. В., К а л н и н ь И. М. О зависимости
параметров холодильных машин от свойств
применяемых рабочих веществ. — Труды ВНИИхолодмаша, 1974,
№ 5, с. 3—22.
6. Типовая методика определения экономической
эффективности капитальных вложений. М.,
«Экономика», 1969.
7. Методика определения годового экономического
эффекта, получаемого в результате внедрения новой
техники. М., Государственное научно-техническое
издательство литературы по горному делу, 1961.
С этой целью были проведены исследования
теплоотдачи при кипении фреона-22 при — 18
и —37°С в горизонтальной трубе, включенной
в схему холодильной машины.
На рис. 1 представлена принципиальная
схема испытательной установки.
Установка состояла из переоборудованного
компрессора 2ФВ-5 с приводом от электродви-
га!еля постоянного тока. Система
регулирования электродвигателя позволяла плавно
изменять частоту вращения компрессора в диапазоне
2—50 с A20—3000 об/мин).
Расход фреона определялся с помощью
мерного резервуара и контролировался
ротаметром РСП-5, приспособленным для работы во
фреоне.
Для отделения масла от фреона-22
предусмотрен маслоотделитель. Концентрация масла во
фреоне по объему измерялась специально
изготовленным прибором [4]. Во время испытаний
через прибор циркулировал жидкий фреон с
растворенным в нем маслом. В конце опыта
вентиль у входа закрыли. После испарения фреона
определяли объемную концентрацию в нем
масла (по отношению высоты слоя масла к
высоте внутренней части прибора).
Судовой низкотемпературный фреоновый
воздухоохладитель
12

s.
HZ
, *
Рис. 1. Принципиальная схема испытательной установки:
/ — компрессор; 2 — электродвигатель постоянного тока; 3 —
маслоотделитель; 4 — конденсатор; 5 — переохладитель; 6 —
бак мерный; 7 — ротаметр; 8 — прибор для измерения
концентрации масла; 9 — фильтр-осушитель; 10 — стекло смотровое;
// — вентиль регулирующий; 12 — установка постоянного
тока; 13 — термометр сопротивления; 14 — опытный
испаритель; 15 — испаритель-перегреватель.
В опытный испаритель фреон поступал после
регулирующего вентиля. За входящим в
опытный испаритель и выходящим из него фреоном
наблюдали через смотровые окна.
Выкипание и перегрев неиспарившегося в
опытном испарителе фреона осуществлялись в
дополнительном испарителе, включенном в
схему установки между компрессором и опытным
испарителем.
Опытный испаритель — это горизонтальная
медная труба диаметром 16x1 мм и длиной
1 м, которая являлась вторичной короткозамк-
нутой обмоткой трансформатора [5].
Проходящий по трубе ток нагревал ее, и выделившееся
тепло передавалось протекающему в ней
хладагенту.
Первичная обмотка трансформатора через
ваттметр, амперметр и вольтметр подключалась
к регулятору напряжения. Изменением величины
подводимого напряжения регулировалась
мощность, а следовательно, количество тепла,
передаваемого поверхностью испарителя хладагенту.
Ваттметром измерялась вся активная мощность,
потребляемая трансформатором, в том числе
мощность магнитных и электрических потерь.
Для учета этих потерь установлена зависимость
потребляемой трансформатором мощности от
напряжения в режимах холостого хода и
короткого замыкания.
При определении перепада между
температурами наружной поверхности трубы испарителя
и хладагента было принято, что температура
хладагента по всей длине трубы 'одинакова,
тепловыделения по толщине стенки трубы
постоянные, тепло, выделяющееся в ;стенке,
отводится только через внутреннюю 'поверхность.
Последнее возможно вследствие того, что труба
помещена в теплоизолирующий кожух,
состоящий из слоя асбеста толщиной 10 мм и слоя
изоляции ATM-10C на основе базальтового
волокна толщиной 200 мм.
В этом случае перепад температур
определяется уравнениями
<1-<1=?Л; A)
совместное решение которых дает выражение
для коэффициента теплоотдачи
1
а = 77 : г- • C)
В приведенных уравнениях:
^а, tlt t2 — соответственно температуры хладагента,
внутренней и наружной поверхности трубы;
qe — количество тепла, выделившееся в стенке
трубы на длине в 1 м;
R^ —термическое сопротивление стенки трубы с
внутренним источником тепла [6]
'2dUnd2
*1
4л\\ d\-&\
Ra — термическое сопротивление между
внутренней поверхностью трубы и кипящим
хладагентом
1
^а ==jid1a»
X — коэффициент теплопроводности материала
трубы;
dl9 d2 — внутренний и наружный диаметры трубы.
Температура кипящего фреона определялась
по показаниям образцовых манометров с ценой
деления 0,01 кгс/см2 для t0=—37°С и 0,025 кгс/см2
для t0=—18°С и дублировалась лабораторными
термометрами.
Средняя температура наружной поверхности
трубы испарителя измерялась медным
термометром сопротивления, сопротивление — методом
замещения по схеме одинарного моста на
установке постоянного тока типа УЗОЗ.
Величину qe можно выразить через плотность
теплового потока qF
qe=nd1qF. D)
Удельный тепловой поток предварительно
рассчитывали и контролировали по ваттметру
во время опыта.
Условия проведения опытов приведены
в табл. 1.
Температура кипения фреона в каждом опыте
была постоянной. Расход фреона при
постоянной температуре кипения зависел от скорости
вращения компрессора.
13

Таблица!
Температура
кипения, °С
—18
—37
Плотность
теплового
потока рр, Вт/и2
600—10500
600—10500
Расход
фреона
Ga-10s, кг/с
6,54
13,5
23,6
6,67
Массовая
скорость Wp,
кг/(м2-с)
42,4
87,7
153,0
43,3
Объемная концентрация масла во фреоне
4—6%. При температуре кипения —18°С па-
росодержание фреона на входе в испаритель
15—20%, при — 37°С 25—30%.
Максимальное паросодержание на выходе из опытного
испарителя 55—65%. Максимальная
погрешность при определении коэффициента
теплоотдачи 15—20%.
На рис. 2 представлена зависимость
коэффициента теплоотдачи от тепловой нагрузки.
На основе опытов получено уравнение,
описывающее зависимость коэффициента теплоотдачи,
Вт/(м2-К), от плотности теплового потока qF
и расхода фреона Ga в интервале температур
кипения — 18ч—37°С;
a=3170^'24G°*66. E)
Результаты исследований коэффициентов
теплоотдачи сопоставлены (рис. 3) с данными
6 7 89Ю3 г 3 4 5 6 78910^
qF, Bm/м2
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи от
тепловой нагрузки:
/ — Ga = 6,54- 10—3 кг/с; 2 — Ga= 13,50- КГ кг/с; 3 — <?а =
23,6. 10—3 кг/с; 4 — Ga= 6,67-10—3 кг/с; 1 — 3 — температура
кипения — 18°С; 4 — температура кипения —37°С.
6 7 8 9Ю3 Z 3 4 5 6 7 8910^
qF, ffm/м2
Рис. 3. Сопоставление коэффициентов теплоотдачи:
/ — по формуле E); 2 — по формуле Бо-Пиерре для неполного
испарения фреона-22 по рекомендациям [7]; 3 — по данным [2]
для неразвитого кипения; 4 — по данным [3] для температуры
кипения — 18°С.
работы [2] для неразвитого кипения и работы [3]
для полного испарения фреона-22 при —18°С,
а также с формулой Бо-Пиерре для неполного
испарения, пересчитанной для фреона-22 [7].
Сопоставление проводили при расходе фреона
Ga=13,5.10-3 кг/с.
Результаты, полученные авторами,
удовлетворительно совпадают с данными Бо-Пиерре и
работы [2], но отличаются от данных,
полученных по обобщенной формуле [3]. Это
объясняется различной гидродинамической структурой
потока: у авторов фреон-22 поступал в трубу
испарителя после регулирующего вентиля, у
Богданова — после предварительного
нагревателя. Кроме того, в опытах авторов было
неполное испарение.
Данные экспериментов по определению
коэффициента теплоотдачи при кипении
фреона-22 использовали при разработке судового
низкотемпературного фреонового
воздухоохладителя, предназначенного для работы в
бесканальной системе воздушного охлаждения
рефрижераторных трюмов и обеспечения в них
температурных режимов: +3, —8 и —30°С.
Конструктивно воздухоохладитель (рис. 4)
выполнен из трех частей: воздушного короба с
тремя встроенными электровентиляторами,
охлаждающей батареи и поддона. Теплообменная
поверхность батареи набрана из ряда секций.
Каждая секция состоит из двух U-образных
медных трубок диаметром 16 X 1 мм и штампованных
прямоугольных рельефных медных ребер
A99x49) с воротничками, насаживаемыми сразу
на четыре трубки. Шаг ребер 15 мм. Контакт
ребер с трубками осуществлялся с помощью
гидравлической раздачи трубок с последующим
лужением секций в сборе.
Рис. 4. Воздухоохладитель:
/ — воздушный короб; 2 — воздухоохладительная батарея;
3 — поддон.
14

Расположение трубок коридорное, шаг по
фронту и глубине 50 мм, число рядов труб во
фронтальном сечении 20, по глубине 12.
Фронтальное сечение 2,4 м2, живое сечение 1,6 м2,
степень оребрения 7,8.
Секции крепятся в трубных досках, одна из
которых с овальными вырезами. Герметизация
и крепление трубок в овальных отверстиях
достигаются с помощью эластичных вставок.
Фреоновая полость батареи разделена на две
самостоятельные секции, каждая из которых
снабжена отдельным терморегулирующим вентилем,
распределителем фреона и коллектором отвода
паров фреона. • > '¦ • ; \ •' ( \
Поддон воздухоохладителя представляет собой
жесткую сварную конструкцию, состоящую из
верхнего и нижнего листов с перегородками
(ребрами жесткости) в междудонном
пространстве, обеспечивающими циркуляцию горячего
рассола в процессе оттаивания. Батарея
воздухоохладителя оттаивается горячими парами
фреона.
Электровентиляторы воздухоохладителя
снабжены устройством, которое автоматически
закрывает проходное сечение вентилятора и
препятствует перетеканию воздуха с нагнетательной
стороны работающих вентиляторов во всасы-
Рис. 5. Принципиальная схема испытательного стенда:
/ — компрессор; 2 — воздухоохладитель; 3 — паровой увлаж"
нитель; 4 — нуль-камера; 5 — термометр сопротивления ; 6 —
резиновый патрубок; 7 — дроссельная заслонка; 8 —
вентилятор подпорный; 9 — расходомер; 10 — электронагреватель;
11 — конденсатосборник; 12 — рассольный бак; 13 — насос;
14 — вентиль терморегулирующий; 15 — смотровое стекло;
16 — теплообменник; 17 — ротаметр; 18 — фильтр-осушитель;
19 — испаритель; 20 — конденсатор; 21 — маслоотделитель;
22 — измерительный комплект К-50.
вающую, если один из вентиляторов не работает.
При оттаивании батареи воздухоохладителя
(когда вентиляторы не работают) эти устройства
ограничивают распространение тепла в трюм
путем свободной конвекции.
Воздухоохладитель имеет вынесенный пульт
управления и сигнализации.
Теплотехнические, аэродинамические и
электрические испытания воздухоохладителя
проводили на специально разработанном стенде
(рис. 5).
Стенд состоял из трех основных контуров:
фреонового, воздушного и рассольного.
Фреоновый контур включал холодильную
машину 22ФУ200, узел измерения расхода фреона
и аппаратуру для контроля и измерения
заданного режима работы.
Привод компрессора холодильной машины —
от электродвигателя постоянного тока, система
управления которого позволяет изменять
частоту вращения в диапазоне 5—25 с C00—
1500 об/мин).
Постоянный расход фреона при различных
температурах кипения поддерживался
благодаря регулированию частоты вращения и
давления фреона на всасывании в компрессор.
Для оттаивания батареи воздухоохладителя
предусмотрена подача горячих паров фреона
непосредственно от компрессора к всасывающим
коллекторам батареи.
Замкнутый воздушный контур стенда включал
в себя узлы создания тепловой нагрузки,
измерения температуры воздуха на входе в
воздухоохладитель и выходе, регулирования и измере-
15

ния расхода воздуха. Для намораживания
снеговой шубы на охладителе в целях определения
эффективности принятого способа оттаивания
предусмотрен паровой увлажнитель.
Температура воздуха измерялась специально
изготовленными рамочными термометрами
сопротивления, которые показывали среднюю
температуру воздуха по сечению. Показания
термопар контролировались лабораторными
термометрами с ценой деления 0,1°С Для продувки
нагрузочной части стенда установлены
подпорные вентиляторы.
Рассольный контур стенда состоял из
рассольного бака с системой подогрева рассола,
расходомера и насоса, который подавал горячий рассол
в поддон при оттаивании воздухоохладителя.
Воздухоохладитель испытывали при
постоянном влагосодержании (воздушный контур
стенда замкнут и изолирован от внешней среды).
При заданном расходе воздуха на входе в
воздухоохладитель поддерживалось
абсолютное давление, равное атмосферному.
Избыточное давление определялось в этом случае как
давление воздуха на выходе, аэродинамическое
сопротивление находилось по перепаду
давлений на входе в воздухоохладитель и выходе
из него. | j
Холодопроизводительность определяли по
тепловому балансу между воздухом и фреоном.
При этом расход фреона-22 устанавливали по
тепловому балансу теплообменника и
контролировали электрическим ротаметром типа РЭВ.
Погрешность метода измерения холодопроиз-
водительности воздухоохладителя 10%,
полученные отклонения при сведении баланса 3—5%.
Опытные значения коэффициентов
теплопередачи в воздухоохладителе определяли в
зависимости от холодопроизводительности и среднего
температурного напора между воздухом и
фреоном.
Основные характеристики
воздухоохладителя, полученные в результате испытаний, и его
массогабаритные показатели приведены в
табл. 2.
В 1973 г. междуведомственная комиссия
приняла воздухоохладитель и рекомендовала
его к производству и установке на
рефрижераторных судах.
Результаты испытаний воздухоохладителя
показали, что в расчетах низкотемпературных
фреоновых воздухоохладителей при
определении коэффициентов теплоотдачи при кипении
Таблица 2
Показатели
Объемный расход воздуха, м3/с
Холодопроизводительность, Вт
Температура, °С:
кипения
воздуха
на входе
на выходе
конденсации
жидкого фреона перед ТРВ
Массовая скорость воздуха в
живом сечении, кг/(м2-с)
Средний перепад температур между
воздухом и хладагентом, °С
Коэффициент теплопередачи,
Вт/(м2-К)
Аэродинамическое
сопротивление, Па
Мощность, потребляемая
воздухоохладителем, кВт
Полная наружная теплопередаю-
щая поверхность
воздухоохладителя, м2
Габаритные размеры, м
длина
ширина
высота
Масса, кг
Численное значение
28000
—5
3
0,6
6,6
5,6
29,4
147
4,6
8,33
27000
—18
—8
—10,3
40
36
6,9
5,5
28,8
152
4,7
200
2800
1080
2165
1350
21000
—40
—30
—31,7
7,5
4,8
27,3
166
5,1
фреона-22 в трубах можно рекомендовать
уравнение E) для труб ^=14 мм и температур
кипения от —18 до —40°С.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ионов А. Г., Ковалева Л. И.,
Потоцкий А. Б. Судовая холодильная фреоновая
установка.— «Судостроение», 1971, № 4, с. 18—21.
2. Б о г д а н о в С. Н. Теплообмен при кипении фрео-
нов внутри горизонтальной трубы.— «Холодильная
техника», 1964, № 4, с. 40—44.
3. Д а н и л о в а Г. Н., Богданов С. Н., Ш и -
р я е в Ю. Н. Исследование внутреннего
теплообмена в аппаратах автономных кондиционеров.—
«Холодильная техника», 1970, № 9, с. 21—24.
4. Якобсон В. Б. Методы испытания малых
фреоновых холодильных компрессоров.— «Холодильная
техника», 1964, № 5, с. 60—65.
5. Дорош В. С, Редкозуб Б. Д. Стенд для
испытания герметичных компрессоров.— «Холодильная
техника», 1972, № 11, с. 14—17.
6. И с а ч е н к о В. П., Осипов а В. А., С у
коме л А. С. Теплопередача. М., «Энергия», 1969.
7. Г о г о л и н А. А. Осушение воздуха холодильными
машинами. М., Госторгиздат, 1962.
16
¦

УДК 621.565.83
Быстродействующие термоэлектрические микроохладители
Д-р техн. наук, проф. В. Л. НАЕР, А. Д. СОЛОМЯНИКОВ
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
Время выхода на заданный температурный
уровень — важнейшая характеристика
микроохлаждающих систем, применяемых в
приборостроении, электронике и устройствах автоматического
управления. Для микроохладителей,
использующих принцип сжатия рабочего вещества с
последующим его расширением или
дросселированием, это время при понижении температуры
на 100°С и более измеряется минутами.
Исключением являются баллонные дроссельные
системы кратковременного действия, работающие
по разомкнутому циклу и понижающие
температуру объекта на 200—250°С за время 5—7 с
при последующей стабилизации температуры в
течение 5—10 мин. При этом во время пуска
они потребляют мощность (рассчитанную по
работоспособности расходуемого рабочего
вещества) до 1 кВт и более.
Сравнительно большой пусковой период
«машинных» микроохладителей наблюдается даже
при адиабатической изоляции
низкотемпературных узлов и объясняется затяжными
нестационарными гидравлическими и температурными
процессами, происходящими в
микроохлаждающей системе.
Анализ принципа действия
термоэлектрических охладителей и установление того факта,
что холодопроизводительность термоэлемента
может возрастать при уменьшении его
геометрических размеров, массы и теплоемкости,
открывают широкие возможности для создания
быстродействующих термоэлектрических
микроохладителей.
Попытки разработать такие
микроохладители предпринимаются в течение ряда лет. Так,
в ОТИХП разработан термоэлектрический
микроохладитель, понижающий температуру
объекта на 60—70°С за время 5 с [1].
Особенно много внимания уделяется
исследованию нестационарного термоэлектрического
охлаждения, связанного с тем, что эффект Пельтье
в холодном спае опережает во времени теплоты
Джоуля и Фурье, распространяющиеся в
объеме термоэлемента. Однако опубликованные
опытные данные по этому вопросу вряд ли можно
признать обнадеживающими [2—4].
В настоящей работе приводятся результаты
исследований термоэлектр и чееких
микроохладителей с обычной конструкцией
термоэлементов, у^которых увеличение быстродействия
достигается путем снижения массы и теплоемкости
полупроводниковых материалов и деталей,
расположенных в зоне охлаждения.
Массу полупроводников уменьшили путем
использования термоэлементов необычно малой
высоты 0,5- 10м. Сечение термоэлементов
имело форму прямоугольника с большим
отношением сторон. Это позволило, сохраняя
постоянными джоулевы потери в коммутационных
пластинах, значительно уменьшить их толщину.
Кроме того, при изготовлении каскадных
термоэлементов всегда применялась схема с
разветвлением токов, исключающая
электроизолирующие теплопереходы между каскадами и
уменьшающая теплоемкость охлаждаемых
узлов.
При исследовании быстродействующих
термоэлементов температуры измеряли хромель-
копелевыми термопарами с диаметром
проводов 0,18 мм. Специальных приспособлений,
компенсирующих теплопритоки по
измерительным термопарам, не применяли. Величины э. д. с.
термопар фиксировались на шлейфном
осциллографе типа Н 700.
Применяемые полупроводниковые материалы
имели следующие характеристики: электронная
ветвь — сс=—232.10~6 В/К, а=742 • 102 См/м,
дырочная ветвь — а=231 • 10 "В/К, а=747 х
X102 См/м,
где а — коэффициент термо- э. д. с;
а — удельная электрическая проводимость.
Величина А^тах термоэлементов, собранных
из этих материалов, составляла 71—72° С при
температуре горячих спаев 30° С, в то время
как у лучших образцов она достигает 75—76° С.
Несколько заниженное значение А^тах
объясняется специальным подбором не
оптимального, но высокоомного материала, что в некоторой
степени компенсирует влияние контактных
сопротивлений.
На рис. 1 показана типичная осциллограмма
работы термоэлемента.
На рис. 2 приведены динамические
характеристики однокаскадных термоэлементов,
перестроенные в координаты At—т. Высота ветвей
термоэлементов 0,5-10~3 м, сечение @,5-4) 10~3м.
Толщина медных коммутационных пластин 0,05 X
X 10~~3м. Испытания проводили в вакууме (см.
рис. 2, а) и в среде спокойного воздуха без
тепловой изоляции при температуре горячих спаев
30 и 60°С. Температура 60°С характерна для
условий работы электронной аппаратуры.
2 Холодильная техника № 9
17

Как видно из графиков, при t=30°C и
оптимальном токе 13 А максимальная разность
температур, развиваемая термоэлементом в
вакууме, достигает 65,5°С, т. е. переход на высоту
термоэлементов 0,5-10~3 м и связанное с этим
увеличение относительного влияния
контактных электрических сопротивлений привело к
снижению величины А/тахна5,5—6,5°С. Вместе
с тем такие термоэлементы позволяют
значительно увеличить скорость охлаждения и добиться
понижения температуры на 60—70°С за время
0,5—1 с.
При испытаниях на воздухе величина А/тах.
уменьшилась еще на 6—8°С в основном
вследствие увеличения теплопритоков по
относительно толстым проводам измерительной термопары.
Указанные скорости охлаждения получены
на сравнительно маломощных термоэлементах.
При оптимальном токе A3А) мощность, потреб-
Рис. 1. Осциллограмма двухкаскадного микроохладителя:
/, 2, 3 — температуры горячего, промежуточного и
холодного спаев.
60
40
20
/ЗА
jo~a~
t=t
~чг
\
о°с
¦
К18А
К6А
AL°C
0,5- 7 2 ff
а
4 %С
60
40
20
lJL
Z
^"~"\„ I
V
J--
т
1
A t'C
ши
ои
0U
чи
20
/ЗА
\
А
к/Л
ТУ
1
1
><Г/ОА
JOA_
~-— \
6А
1
|
1
12 3 4 5 %,с
а
&1°с
100
80
60
40
20
*У~
3-1
[
/ 2
/ /
1
ЗА
3 4]
_|
0,5
ТГС
Рис. 2. Динамические характеристики термоэлемента при
одинаковой температуре и разной силе тока (а) (вакуум
2- Ю-2 Па) и одинаковой силе тока и разной температуре (б):
1 — t = 60°С, вакуум 2.10 Па; 2 — t = 60°С, воздух; 3 —
t = 30°С, вакуум 2-Ю Па; 4 — t = 30°С, воздух.
Рис. 3. Динамические характеристики двухкаскадного
микроохладителя при одинаковой температуре и разной силе
тока (а) (вакуум 2- Ю-2 Па) и одинаковой силе тока и
разной температуре (б):
1 — t = 60°С, вакуум 2-Ю Па; 2 — t = 60°С, воздух; 3 —
t = 30°С, вакуум 2-Ю Па; 4 — t = 30°С, воздух.

ляемая однокаскадным термоэлементом, не
превышала 2 Вт.
На рис. 3 показаны динамические
характеристики двухкаскадных микроохладителей.
Условия испытаний такие же, как и в описанном
случае. Высота термоэлементов первого каскада
0,5-10~3 м при сечении @,5-4) 10~3м. Во втором
каскаде эти величины соответственно равны
0,5-10~3 м и @,5-1,1) 10~3 м. Первый каскад
состоит из двух, второй — из одного
термоэлемента.
На рис. 3, а приведены результаты испытаний
в вакууме, которые показывают, что при
исходной температуре 60°С и токе 13 А разность
температур 100°С может быть достигнута через 2 с.
В этом режиме микроохладитель потребляет
мощность 3 Вт.
Охлаждаемая микроохладителем масса в
медном эквиваленте составила 21 мг, в том числе
8 мг на втором каскаде. Собственная масса
рассматриваемого двухкаскадного микроохладителя
равна 50 мг.
При указанной выше потребляемой
мощности в качестве теплорассеивающего радиатора
могут, как правило, использоваться
конструктивные элементы или массы.
Сравнивая исследованные быстродействующие
микроохладители с указанными выше баллон-
УДК [621.574.3]:66.015.64
Канд. техн. наук В. А. ТИХОМИРОВ,
д-р техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
ВНИИторгмаш
А. И. ЧЕКРЫЖОВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Требования санитарных норм шума для
торговых залов [1] удовлетворяются, если шум
торгового оборудования не превышает значений,
указанных в ОСТ 27-07-151—73 [2]. Определение
соответствия этим требованиям должно
проводиться по ГОСТ 8.055—73 [3].
Корректированный уровень звуковой
мощности, дающий ориентировочную однозначную
оценку шума оборудования, должен быть не более
69 дБА.
Излучение шума в окружающую среду от
встроенного в оборудование агрегата происхо-
ными дроссельными системами, следует
отметить, что в отличие от последних
термоэлектрические микроохладители после достижения
заданного температурного уровня могут работать
на этом уровне сколь угодно долго. К тому же
у термоэлектрических микроохладителей гораздо
меньше габаритные размеры и масса.
Приведенные результаты экспериментального
исследования открывают новые возможности тер-
мостатирования узлов электронной аппаратуры
и расширяют область применения
термоэлектрических систем охлаждения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Н а е р В. А., X и р и ч И. Я. Быстродействующий
микрохолодильник. — «Приборы и техника
эксперимента», 1972, № 1, с. 253.
2. С т и л ь б а н с Л. С, Федорович Н. А. О
работе охлаждающих термоэлементов в нестационарном
режиме. — «Журнал технической физики», 1958,
т. XXVIII, № 3, с. 489.
3. Иорданишвили Е. К. и др. Экспериментальное
исследование нестационарного термоэлектрического
охлаждения.— «Инженерно-физический журнал», 197),
т. XXI, № 4, с. 632; 1972, т. XXII, № 2, с. 220;
1972, т. XXIII, № 3, с. 498.
4. Каганов М. А., П р и в и н М-Р.
Термоэлектрические тепловые насосы. Л., «Энергия», 1970.
дит в основном через решетки или жалюзи
машинного отделения и при встраивании агрегата
в оборудование не снижается [4]. Следовательно,
шумовые характеристики агрегатов также
должны удовлетворять требованиям ОСТ 27-07-151—
73.
Встраиваемые холодильные агрегаты,
обслуживающие торговое холодильное оборудование,
различаются по типам, исполнениям и
холодопроизводительности. Соответственно и
излучаемая ими звуковая мощность весьма различна.
Удовлетворить предъявляемым требованиям к
торговому холодильному оборудованию могут
только агрегаты малой
холодопроизводительности. При встраивании в оборудование
агрегатов большей холодопроизводительности для
достижения нормативных требований к его шуму
необходимо применять специальные средства
шумоглушения.
О допустимом уровне шума встраиваемых герметичных
холодильных агрегатов торгового типа
2*
19

В связи с этим требованиям ОСТ 27-07-151—
73 к шуму торгового оборудования должны
удовлетворять прежде всего герметичные холодильные
агрегаты холодопроизводительностью до
550 ккал/ч.
Шум встраиваемых герметичных агрегатов
большей холодопроизводительности
снижается до допустимых пределов с помощью
глушителей, например экранного типа [4].
Использование глушителей снижает
экономическую эффективность оборудования, но по
сравнению с другими способами борьбы с шумом
(например, заменой одного на два меньших по
холодопроизводительности и шуму агрегата) дает
значительный технико-экономический эффект.
В герметичном холодильном агрегате имеются
два основных источника шума: компрессор и
вентилятор. Их суммарный шум определяется
из выражения
?рагр=Ю lgA0°'1LPKM + 10°'1LPB),
где LpKM> ?рв — октавные уровни звуковой мощности
соответственно компрессора и
вентилятора, дБ (дБА).
Если шум компрессора и вентилятора^ при
работе в сборке агрегата одинаков, как,
например, в правильно сконструированных
агрегатах, то он будет на 3 дБ (дБА) ниже
допустимого шума агрегата. Шум электродвигателя
вентилятора в целях исключения его влияния
на шумовые характеристики вентилятора
должен быть на 13 дБ (дБА) ниже допустимого
шума агрегата.
Испытания образцов ряда агрегатов
показывают (табл. 1, рис. 1), что при обеспечении
нужного качества материалов, комплектующих
изделий и изготовления выпускаемые в
настоящее время агрегаты этим условиям в целом
удовлетворяют.
Таблица 1
Тип
и агрегатов
Поршневые
Ротационные
Марка агрегата
ВС 0,45~3
ВС 0,55~3
ВН 0,22-3
ВСр 0,22-1 B)
ВСр 0,28-1 B)
ВСр 0,35-1 B)
ВСр 0,35-1А
ВСр 0,45Р-1 B)
ВСр 0,55Р~ 1 B)
Корректированный
уровень звуковой
мощности, дБ А

компрессоров
57
60
63
53
53
54
60
62
62
агрегатов
65
66
67
62
62
65
67
66
66
20
Рис. 1. Шумовые характеристики герметичных
холодильных компрессоров и агрегатов
холодопроизводительностью до 550 ккал/ч:
а — агрегатов; б — компрессоров; / — допустимый шум
агрегатов (шум торгового оборудования по ОСТ 27-07-151—73);
2 — то же, компрессоров; 3 — шум компрессоров и агрегатов.
О — ВС 0,45 ~ 3, ФГ 0,45 ~ 3; о — ВС 0,55 ~ 3, ФГ 0,55 ~
^ 3; Н ВН 0,22 ~3, ФГН 0,22 ~ 3, # — ВСр 0,22 ~
— 1 B), ФГрС 0,22; А — ВСр 0,35 ~ 1 B), ФГрС 0,35; X —
ВСр 0,35 ~ 1А, ФГр 0,35 ~ 1А; Ш — ВСр 0,45 ~ 1 B),
ФГрС 0,45; ф — ВСр 0,55Р~ 1 B), ФГрС 0,55.
Однако при несоответствии качества
материалов и комплектующих изделий требуемым
нормативам и нарушениях технологического
процесса изготовления характеристики
компрессоров и агрегатов ухудшаются.
Выборочные испытания ротационных
агрегатов с высокооборотными компрессорами
показали, что шум агрегатов ВСрО,55Р—1 B) и
ВНрО,28~ 1 B) (в среднем равен 70 и 72,5 дБА),
а их компрессоров — 63,5 и 67,5 дБА, т. е.
выше допустимого (рис. 2). И если в агрегатах
ВСрО,55Р—1 B) главным источником шума
был вентилятор, то в последних — компрессор.
Для проверки влияния электродвигателя и
колеса вентилятора на шумообразование
агрегата были проведены их испытания в трех
образцах агрегата ВСрО,45Р~1 B). Результаты
этих испытаний приведены в табл. 2 и на рис. 3.

/
N
.И
^>
-*ч
s
2'
У
У
/
'ЦЛ71
80
70
60
SO
('0
JO
s
I
J
N^L/
ЩШ^
/
/'
Ei-j
_L
Ш"
[K
№
/
2
1
I
\
J
iH^t
* § 11 !~TTt§ 4s
Среднегеометрическая часто/па оша0//ой полош, Гц
уШ%гуЩ^\
70Y
бо\
50l
ч-оУ
JOL
\f
ft
wy
I
till
Среднегеометрическая частота октадной полом/, Гц
0 е
Рис. 3. Шумовые характеристики электродвигателей и
вентиляторов в агрегате ВСр 0,45 ~ 1 B):
а — электродвигателя вне агрегата без диффузора; б — то же,
в диффузоре; в — то же, в сборке агрегата; г — вентилятора вне
агрегата в диффузоре; д — то же, в сборке агрегата; е — средние;
/ — допустимый шум агрегата; 2 — то же, вентилятора в сборке
агрегата; 3 — то же, электродвигателя вентилятора в сборке
агрегата; № агрегатов; -j 115, х —133, О —177.
Рис. 2. Шумовые характеристики герметичных
холодильных ротационных компрессоров и агрегатов выпуска
1974 г.:
а — ВСр 0,28 ~ 1 B), ФГрС 0,28 № 235 ( + ), 237 (х), 238 (О);
б — ВСр 0,35 ~ 1 B), ФГрС 0,35 № 342 (+), 347 (X); 348 (О)
в — ВСР 0,55Р~ 1 B), ФГрС 0,55 № 253 ( + ), 259 (х). 268 (О):
г — ВНр 0,28 ~ 1 B), ФГрН 0,28 № 417 ((_)), 423 (х). 443 (-f);
/ — агрегаты, // — компрессоры; / — допустимый шум агре
гатов; 2 — то же, компрессоров; 3 — шум компрессоров i
агрегатов.
Таблица 2
Объект
испытания

Электродвигатель
Вентилятор
Опытный вариант
Вне агрегата (без
диффузора)
То же, в
диффузоре
В сборке агрегата
Вне агрегата
(в диффузоре)
В сборке агрегата
Корректированный
уровень звуковой
мощности, дБА
номер агрегатов
115
45
53
61
62
64
117
50
54,5
60,5
66
69
177
58
63,5
66
63
65
в
среднем
«±5
62+4
64±2
66+3
Из приведенных данных видно, что наряду с
широкими колебаниями шумовых характеристик
(от 45 до 58 дБА) электродвигателей
вентиляторов в испытанных образцах агрегата
излучение шума зависит от условий их крепления в
диффузоре и диффузора в агрегате. В двух
случаях из трех шум электродвигателя в сборке
оказался близким к шуму вентилятора в целом
(№ 115 и 177).
В тех случаях, когда шум агрегата
определяется шумообразованием от его компрессора,
одним из главных факторов, влияющих на его
шум, может быть режим работы и исполнение
компрессора. Проведенные сравнительные
испытания поршневых и ротационных
компрессоров и агрегатов в средне- и
низкотемпературных исполнениях показали (табл. 3, рис. 2, 4),
что шум в последнем случае возрастает у
компрессоров на 4—8 дБА, а у агрегатов на 2—4 дБА
и становится значительно выше допустимого.
За рубежом компрессоры такой
производительности применяются как в торговом
холодильном оборудовании, так и в бытовых
холодильниках. В них используют глушители, которые
иногда в значительной мере ухудшают
энергетические показатели этих компрессоров.
Для изучения возможности создания
малошумных агрегатов были проведены испытания
образцов компрессоров и вентиляторов ряда за-
21

Таблица 3
Марка
агрегата
ВС 0,45-3
ВС 0,55-3
Хладагент
Фреон-12
Фреон-22
Фреон-12
Фреон-22
Фреон-502

Температура
кипения
°с*
— 15
—35
— 15
—35
—35
Корректированный
уровень звуковой
мощности, дБА

компрессора
57
63
60
66
68
агрегата
65
67
66
69
70
* При температуре воздуха 20° С и конденсации (при
испытании компрессоров) 30° С.
рубежных фирм. Были испытаны во всем
интервале рабочих температур кипения и конденсации
(/0 = —25; —15; —5 и +5°С и /к=30 и 55°С)
компрессоры АЕ-1410А и АЕ-1413А фирмы Те-
кумсе (США) номинальной холодопроизводи-
тельностью (при t0 =— 15°С, /К=30°С) 400 и
490 ккал/ч, АМ-43 и САМ-43 фирмы Стерн
(Англия) соответственно на 390 и 380 ккал/ч.
Испытания показали, что шум зарубежных
образцов компрессоров во всем диапазоне
рабочих температур и давлений не превышает 50 дБА
(лишь в одном случае 51 дБА). В номинальном
режиме их шум составляет 43—47 дБА.
Наибольшее влияние на шумовые характеристики
компрессоров оказывает давление всасывания
и в значительно меньшей степени давление
нагнетания.
Октавные слагающие шума испытанных
образцов зарубежных компрессоров во всем
звуковом диапазоне частот при указанных режимах
работы были более чем на 5 дБ ниже допустимых
для них значений. Но они превышали
допустимые величины шума для бытовых холодильников
(в полосах с частотами более 500 Гц).
Соответственно в последнем случае они требуют
использования дополнительных средств шумоглу-
шения в холодильниках.
Тепловые испытания этих компрессоров
показали, что их энергетические показатели хуже
показателей, обусловленных отечественным
стандартом (ГОСТ 17240—71), примерно на 15%.
Следовательно, такая сравнительно малая шум-
ность испытанных образцов компрессоров
достигается в основном за счет их экономичности.
Сопоставление шумовых характеристик
отечественного вентилятора К-95 с приводом от
малошумного электродвигателя с аналогичным
английским вентилятором показало (рис. 5),
что шум отечественного образца намного ниже
D1 и 49 дБ А).
Влияние условий крепления зарубежных
электродвигателей в агрегатах на их шумовые
характеристики практически отсутствует,
возрастание шума электродвигателей при
установке в агрегате составляет всего 2,5 дБА (с
28,5 до 31 дБА), в то время как у двигателя ABE
50
% W\
30
\
н
V
J
•-.,
,^'
1

\
л!
к
г
/
х~
5
\
—
7i
J
N
ГТ^
СЗ»
Чк
^
"^
/
J
/
/
<ч
V
хй
W*
^
Т
4
1
5 ^ I ii 1 ^ - - - - s> *
Средмевеометрачеслая часто/па ох/ггабной полосы, Гц
a d
Рис. 4. Шумовые характеристики поршневых
герметичных холодильных компрессоров и агрегатов в средне-
и низкотемпературных исполнениях:
а — ВС 0,45 ~ 3, ФГ 0,45 ~ 3; б — ВС 0,55 ~3, ФГ 0,55 - 3;
/ — агрегаты, // — компрессоры; 1 — допустимый шум
агрегатов; 2 — то же, компрессоров; 3 — в среднетемпературном
исполнении на фреоне-12; 4 з— в низкотемпературном исполнении
на фреоне-22; б — то же, на фреоне-502.
Среднегеометрическая частота олтадявй ео/шы,Гц
д"
Рис. 5. Шумовые характеристики вентиляторов
герметичных холодильных агрегатов:
а — вне агрегата без диффузора; / — вентилятор К-95
диаметром 200 мм с приводом от электродвигателя EZEBA типа B9
мощностью 7 Вт (английская фирма «Ранко»); 2 — вентилятор
диаметром 216 мм (из агрегата САМ-43 английской
фирмы «Стерн») с приводом от электродвигателя 4711—614
мощностью 5 Вт (фирма «Ранко»); б — в сборке агрегата; / —
допустимый шум агрегатов; 2 — то же, вентиляторов в сборке
агрегатов; 3 — вентилятор К-95 диаметром 200 мм с приводом
от электродвигателя EZEBA типа В9 мощностью 7 Вт в сборке
опытной модели агрегата ВСр 0,35 ~ 1 B) М; 4 — то же, с
приводом от электродвигателя ABE 0.4 2-4M мощностью 18 Вт
в сборке агрегата ВСр 0,28 ~ 1 B).
22

0,42-4М (см. табл. 3, рис. 3) —11 дБА (с 51
до 62 дБ А).
С увеличением диаметра колеса вентилятора
влияние электродвигателя на его шумообразо-
вание снижается, хотя, как видно (см. рис. 3),
все еще остается весьма заметным.
Таким образом, шумовые характеристики
встроенных в торговое оборудование
герметичных холодильных агрегатов должны
удовлетворять требованиям ОСТ 27-07-151—73 к шуму
этого оборудования. Соответственно шум их
компрессоров и вентиляторов должен быть не
менее чем на 3 дБ (дБА), а электродвигателей
вентиляторов — на 13 дБ (дБА) ниже шума
агрегата.
Выпускаемые в настоящее время герметичные
агрегаты холодопроизводительностью до
550 ккал/ч при условии надлежащего качества
УДК 661.973:621.575.3
Канд. техн. наук Р. Л. ДАНИЛОВ, Л. А. ТАРАСЕНКО
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
А. Я. ВЕЛИЧАНСКИЙ, А. Н. БРУШТЕЙН
Гипрохолод
Основную роль в обеспечении потребителей
углекислым газом должны играть химические
комбинаты и спиртовые заводы, которые сбрасывают
в атмосферу практически чистый С02. Но
организация на этих предприятиях производства С02
не всегда представляется целесообразной. Это
объясняется удаленностью сырьевой базы от
потребителей. Кроме того, ведомственная
разобщенность предприятий зачастую создает большие
трудности в организации углекислотного
производства на промышленных площадках
предприятий, не являющихся непосредственными
потребителями С02.
Поэтому большое распространение получило
строительство на территории потребителей С02
автономных углекислотных станций. При этом
питание их сырьем — дымовыми газами и теплом
на технологические нужды — осуществляется от
действующей котельной [1].
Расчеты показывают, что подобные станции
целесообразно строить на площадках предприя-
изготовления (в том числе комплектующих
изделий) отвечают нормам. Однако при нарушениях
технологии изготовления, а также в
низкотемпературном исполнении агрегатов их шум
превышает допустимые значения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Санитарные нормы допустимого шума в
помещениях жилых и общественных зданий и на территории
жилой застройки. М., Минздрав СССР, 1970.
2. О С Т 27-07-151—73 «Торговое холодильное
оборудование», Отраслевой стандарт Минлегпищемаша. М..
1973.
3. ГОСТ 8.055—73 «Машины. Методика выполнения
измерений для определения шумовых характеристик».
М., Госстандарт СССР, 1973.
4. Тихомиров В.А. «Способы борьбы с шумом
встроенных в торговое оборудование холодильных
агрегатов.— «Холодильная техника», 1974, № 12, с. 29—34.
тий, потребляющих С02 в количестве не менее
2—3 т/сутки и находящихся на расстоянии не
менее 300 км от возможного поставщика
сжиженного С02.
Однако на промышленной площадке не всегда
удается разместить углекислотную станцию
непосредственно у котельной, что приводит
к необходимости строительства дорогостоящей
эстакады для транспортировки на большое
расстояние дымовых газов, пара и возвращаемого
конденсата. Помимо повышения стоимости, это
приводит к большим неудобствам» связанным с
необходимостью постоянной ревизии эстакады
и холодного скруббера с эксгаустерами, которые
размещаются в непосредственной близости от
точки отбора дымовых газов. В результате
зачастую углекислотную станцию строят в
комплексе с собственным энергопунктом —
отделением для сжигания топлива. Стоимость
строительства в этом случае не превышает стоимости
строительства трассы дымо-, паро- и конденса-
топроводов протяженностью 300—500 м. При
этом исключается необходимость прокладки
теплотрассы на санитарно-технические нужды
станции.
Наличие собственного энергопункта
позволяет вести процесс сжигания топлива в режиме,
Производство сжиженной двуокиси углерода с помощью абсорбционной
аммиачной холодильной машины, использующей тепло дымовых газов
23

обеспечивающем получение более качественного
сырья для извлечения из него углекислого газа.
Образующееся при сжигании топлива тепло
частично используется для нужд углекислот-
ного производства, а частично выбрасывается
с дымовым газом.
Тепло этих газов, или выработанное на их
основе избыточное количество пара,
целесообразно использовать в водоаммиачной абсорбционной
холодильной машине (АХМ) [2], заменяющей
аммиачную компрессионную холодильную
машину в сухоледной установке среднего давления.
Идея применения АХМ в сухоледных
установках имеет свою историю. В 1932 г. Г. Маюри
предложил конденсировать С02 в сухоледном
цикле при давлении около 1000 кПа A0 кгс/см2) с
помощью водоаммиачной АХМ с температурой
кипения /0=—50°С. При /0=—60°С сухой лед
получался путем замораживания в
специальных формах.
В 1934 г. проф. И. С. Бадылькес предложил
сжимать дымовые газы до 700 кПа G кгс/см2) и
получать из них С02 с помощью абсорбционной
холодильной машины. Однако эта установка
не получила применения из-за большого расхода
энергии.
В 1962 г. во ВНИХИ было проведено испытание
сухоледной установки с АХМ, которое показало,
что замена компрессионной холодильной машины
абсорбционной весьма выгодна.
В 1973 г. во ВНИХИ была смонтирована
экспериментальная АХМ для работы в сухоледном
цикле. На опытном заводе сухого льда ВНИХИ
в 1974 г. были проведены испытания
экспериментальной АХМ холодопроизводительностью
40000 ккал/ч при tQ=—30°С с использованием
в качестве теплоносителя насыщенного пара с
температурой 140°С.
Схема испытательного стенда представлена
на рис. 1.
Крепкий водоаммиачный раствор кипит в
межтрубном пространстве трехэлементного
горизонтального оросительного генератора 1
поверхностью 12,4 м2. Аммиак выкипает, и
очищенные в трехтрубном
дефлегматоре-теплообменнике 2 (общей поверхностью 60 м2) пары
аммиака поступают для сжижения в
горизонтальный кожухотрубный конденсатор 3
поверхностью 10 м2. Жидкий аммиак
проходит через, газовый переохладитель 4,
представляющий собой двухэлементный аппарат
поверхностью 4,9 м2, охлаждается за счет
отсасываемых паров аммиака и поступает в аппараты
сухоледной установки: влаговымораживатели 5
и кожухотрубный конденсатор С02 —
испаритель NH3 6 поверхностью 15 м2.
Рис. 1. Схема испытательного стенда.
24

М,кВт
$0
55
50
45
40
Л
•
•
л
^2
|
/
20 -25
-50
-35
-UO t0,°G
Рис. 2. Зависимость мощности, потребляемой на
конденсацию и сжатие углекислого газа, от температуры
кипения:
/ — мощность, потребляемая углекислотным компрессором и
водоаммиачным насосом А ХМ; 2 — мощность, потребляемая
углекислотным и аммиачным компрессорами при t «= 13°С;
S — мощность, потребляемая углекислотным и аммиачным
компрессорами при t «= 28°С.
Сжатие углекислого газа осуществлялось
двухступенчатым углекислотным компрессором. 7. В
качестве первой ступени был применен
компрессор АВ-100 (N=28 кВт, п=750 об/мин), а
второй ступени — двухцилиндровый компрессор
«Борзиг» (Pi=8 кгс/см2, р2=22-ь23 кгс/см2,
N=20 кВт, я=360 об/мин).
Теплота сжатия С02 после первой и второй
ступеней компрессора отводится водой в
промежуточных холодильниках 8 и 9. Жидкая
двуокись углерода накапливается в ресивере 10.
Для получения сухого льда она дросселируется
до давления ниже тройной точки и после
промежуточного сосуда 11 поступает в
льдогенераторы 12. Пары аммиака отсасываются через
отделитель жидкого аммиака 13 и газовый
переохладитель в горизонтальный кожухотрубный барбо-
тажно-пленочный абсорбер 14 поверхностью
22,5 м2, в котором поглощаются слабым
раствором, поступающим из ресивера генератора 15.
Рис. 3. План размещения оборудования:
/ — энергопункт и вспомогательные помещения; // —
отделение производства С02; /// — сухоледное отделение; IV — КТП;
V — ремонтно-механическое отделение; VI — наполнительное
отделение; VII — склады наполненных и порожних баллонов;
/ — холодный скруббер; 2 — абсорбер; 3 — эксгаустер; 4,
б — насосы соответственно насыщенного и истощенного
раствора МЭА; 6 — холодильник раствора; 7 — теплообменник
раствора; 8 — десорбер; 9 — холодильник газа; 10 — отделитель
флегмы; // — компрессор; 12, 13 — соответственно
теплообменник и водоотделитель первой ступени; 14, 15 — соответственно
теплообменник и водоотделитель второй ступени; 16 — вымора-
живатель влаги; 17 — конденсатор С02 — испаритель NH3;
18 — углекислотный ресивер; 19 — промежуточный углекислот-
ный сосуд; 20 — льдогенераторы; 21 — накопитель; 22 —
углекислый баллон; 23 — газификатор; 24 — генератор А ХМ;
25 — сепаратор А ХМ; 26 — дефлегматор-теплообменник А ХМ;
27, 28 — соответственно предконденсатор и конденсатор А ХМ;
29 — газовый переохладитель А ХМ; 30 — абсорбер А ХМ;
31 — насос А ХМ; 32 — промывная колонка; 33 —
центробежный водоотделитель; 34 — установка регенерации раствора МЭА;
35 — насос регенерации раствора МЭА; 36 — углекислотный
насос; 37 — электрическая таль; 38 — отделитель газа; 39 —
буферный сосуд; 40 — бак раствора МЭА; 41 — электрический
подвесной кран.
42000
21 39 40
76 /7 78
25

Крепкий раствор забирается насосом 16 из
ресивера абсорбера, проходит через дефлегматор-
теплообменник, нагревается и направляется в
генератор на выпаривание. Тепло абсорбции
и конденсации аммиака отводится водой.
АХМ работала с использованием
конденсатора СО* — испарителя NH3 опытного сухолед-
ного завода ВНИХИ. Температуру кипения
хладагента поддерживали в пределах — 26ч—43°С.
Для повышения теплового коэффициента АХМ
была снабжена теплообменником-дефлегматором,
в котором крепкий раствор дополнительно
нагревался за счет тепла, выделяемого при
дефлегмации паров аммиака, в результате чего
величина теплового коэффициента составила 0,42.
Цель испытаний — определение
экономичности производства жидкой и твердой двуокиси
углерода и надежности работы углекислотно-
сухоледной установки с АХМ.
Давление и температура измерялись
пружинными манометрами и ртутными термометрами,
расход раствора и воды — дифференциальными
ртутными манометрами с диафрагмами.
Потребление пара определяли по количеству
отходящего водяного конденсата через мерный сосуд
емкостью 10 л, производительность по сухому
льду — взвешиванием сухого льда,
выработанного в течение часа. Мощность, потребляемая
аммиачным и углекислотным копрессорами, а
также насосами АХМ, измерялась
электросчетчиком.
На рис. 2 показана полученная в опытах
мощность, потребляемая углекислотным
компрессором и водоаммиачным насосом АХМ при
температуре конденсации аммиака /К=28°С и
производительности завода 160 кг сухого льда в час, а
также мощность, потребляемая углекислотным и
аммиачным компрессорами в существующей
установке при /К=13°С. При ^К=28°С мощность
этих компрессоров составляет 66 кВт, что в
1,6 раза выше мощности, потребляемой сухолед-
ной установкой с АХМ.
Результаты этих испытаний были положены в
основу разработанного Гипрохолодом и ВНИХИ
проекта углекислотнои станции с использованием
бросового тепла технологических дымовых
газов в АХМ, включенной в схему
производства С02 (рис. 3). При этом С02 сжижается в
конденсаторе С02 — испарителе NH3 по схеме
среднего давления [3]. Холодопроизводительность
АХМ равна 55000 ккал/ч при t0=—40°С.
Проектом предусмотрен генератор с
обогревом дымовыми газами (температура 350°С). В
основу расчета генератора положены данные
испытаний горизонтального элементного пленочного
генератора на горячем воздухе C20°С),
проведенных во ВНИХИ в 1970 г. Коэффициенты
теплопередачи генератора, полученные при этих
*А
«С
!
¦ч"
a?L_
%г к
1 i
_
1 —1
^^%
ю
//
//
07,М/С
Рис. 4.
ратора
Зависимость коэффициентов теплопередачи гене-
от скорости газа.
испытаниях, приведены на рис. 4. Сжатие С02
осуществляется в углекислотным компрессоре
типа 2УАП производительностью 540 кг/ч,
у которого вертикальная (углекислотная) и
горизонтальная (аммиачная) группы цилиндров
используются для двухступенчатого комприми-
рования только С02.
Проектом предусмотрена система
автоматического регулирования установки.
Ниже приведены сравнительные данные угле-
кислотных станций на одинаковую
производительность, работающих на базе использования
АХМ и компрессионной холодильной машины
КХМ:
Производительное гь, т/сутки
Площадь здания, м2
Объем здания, м3
Потребляемая мощность в
отделении производства С02, kRt
Расход воды на производство С02,
м3/ч
На базе
AMX
10
756
6300
145
114
На базе
кхм
10
972
8000
215
125
Ориентировочный годовой экономический
эффект по эксплуатационным затратам от замены
компрессионной холодильной машины на АХМ
составит 15 тыс. руб. Размещение АХМ на
открытом воздухе позволяет снизить капитальные
затраты на 20% за счет уменьшения габаритных
размеров здания. При этом отделение
производства С02 уже не относится к категории
взрывоопасных.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Г р о д н и к М. Г., В е л и ч а н с к и й А. Я.
Проектирование и эксплуатация углекислотных установок.
М-, «Пищевая промышленность», 1966.
2. Б а д ы л ь к е с И. С, Данилов Р. Л.
Абсорбционные холодильные машины. М., «Пищевая
промышленность», 1966.
3. Т е з и к о в А. Д. Производство и применение сухого
льда. М., Госторгиздат, 1960.
26

УДК 621.565:639.068
Морозильная установка рыбообрабатывающей базы «Василий Чернышев»
Ю. Г. ВОЗАКОВ
Гипрорыбфлот
На рыбообрабатывающей базе «Василий
Чернышев» установлена морозильная установка фирмы
«Линде» (ФРГ) производительностью 100 т рыбы
за 22 ч работы в сутки и линия замораживания
крупной рыбы производительностью 4 т/сутки.
Морозильная установка фирмы «Линде»
состоит из четырех линий, в каждую из которых
входит механизированный с проталкиванием
блок-форм горизонтально-плиточный аппарат,
глазуровочный аппарат оросительного типа,
этикетировочная машина с печатающим устройством
и одна проволокообвязывающая машина на две
линии.
Для замораживания филе в мелкой расфасовке
предусмотрена установка^по производству и
упаковке порций филе «Баадер-690», а также
пневматическая машина для упаковки коробочек с
замороженным филе в ящики и этикетировочная
машина с печатающим устройством.
Обслуживают морозильную установку фирмы
«Линде» 14 человек в смену, которые
расставлены на операции: загрузка блок-форм — 6 человек;
упаковка блоков в картонные коробки —
4 человека; обслуживание морозильных линий —
2 человека; расфасовка филе в коробочки —
2 человека.
Горизонтально-плиточный морозильный
аппарат (рис. 1) состоит из двух частей: морозильных
плит, находящихся в изолированной камере, и
секции загрузки и выгрузки.
Морозильные плиты / по 6 шт. в каждом ряду
расположены в 11 ярусов. Морозильная плита
изготовлена из алюминиевого сплава размером
1960X600 мм.
Между рядами плит расположены
направляющие (рельсы), по которым на специальных
пластмассовых вставках скользят блок-формы 2,
проталкивая одна другую торцевыми буферами. По
горизонтали блок-формы перемещаются
передним и задним толкающими механизмами 3. В
конце каждого ряда блок-формы опускаются на
22 32
Рис. 1. Морозильный аппарат рыбообрабатывающей базы «Василий Чернышев».
27

один ряд механизмами вертикального
перемещения 4, затем движутся в обратном направлении
по рельсам этого ряда, снова опускаются на один
ряд и по нижним рельсам блок-формы выходят
из изолированной камеры.
Гидравлические толкающие и опускающие
механизмы для горизонтального и вертикального
перемещения блок-форм, установленные в
торцевых частях изолированной камеры, работают
попеременно в такт. Расстояние между плитами
меняется с помощью траверсы 5, соединенной с
нижним рядом морозильных плит, от четырех
гидравлических цилиндров 6. Давление под-
прессовки продукта регулируется в диапазоне
от 19,62-102 до 49,05-102 Па (от 0,02 до
0,05 кгс/см2). Гидропривод аппарата 7
расположен под изолированной камерой. .
Аммиак к каждому морозильному аппарату
подается насосом типа САМ 2/3
производительностью 9 м3/ч. Жидкий аммиак из вертикального
коллектора 8 по сильфонным шлангам поступает
в горизонтальные коллекторы 9, которые
распределяют его по морозильным плитам одного
ряда. Из морозильных плит аммиак через
горизонтальные коллекторы 10 и сильфонные шланги
поступает в вертикальный коллектор И.
Горизонтальные коллекторы жестко прикреплены к
морозильным плитам каждого ряда.
Снимают крышки и удерживают днища блок-
форм при опускании и повороте с помощью
вакуумных присосок. Вакуумная установка 12
смонтирована на общей раме и расположена под
изолированной камерой.
Герметичность аммиачной системы в
изолированной камере контролируется
газоанализатором 13 типа UVH10 фирмы «Хонивелл».
Принцип действия прибора основан на
абсорбции ультрафиолетового излучения
газообразным аммиаком. При срабатывании прибора
останавливается морозильный аппарат,
автоматически включаются вытяжной вентилятор 14 и
водяная завеса 15 над отверстиями входа и
выхода блок-форм в изолированной камере.
Предусмотрена также световая и звуковая
сигнализация об утечке аммиака в аппарате.
Для уменьшения проникновения в
изолированную камеру влаги, вносимой блок-формами,
в камеру поступает воздух, охлаждаемый
воздухоохладителем 16, работающим от рассольной
системы трюмов. Воздухоохладитель
оттаивают автоматически через каждые 2 ч в течение
10—12 мин теплым рассолом. Для циркуляции
теплого рассола в морозильном отделении
установлены два насоса (один резервный) и
подогреватель ПЭВ-2.
Для управления работой морозильного
аппарата установлены 79 бесконтактных конечных
выключателей, каждый из которых имеет свою
сигнальную лампочку на щите сигнализации и
управления 17. Предусмотрена блокировка всех
механизмов и процессов. Морозильный аппарат
может работать в следующих режимах:
1. Ручное управление с блокировкой всех
механизмов и процессов и без блокировки при
нарушении нормальных ходов механизмов.
%2. Автоматическая работа (импульсная) в
течение одного такта рабочего времени.
3. Автоматическая работа в соответствии с
установленным временем рабочего такта.
4. Разгрузка аппарата при разомкнутых
морозильных плитах.
5. Постоянное замораживание.
Из исходного положения морозильный
аппарат может начать работу в режимах 2, 3, 4 и 5.
Возможно ручное отключение операций по
разгрузке и промывке блок-форм.
Элементы автоматического управления работой
морозильного аппарата размещены в главном
шкафу управления 18. Управление
электродвигателями аппарата осуществляется с общего
пульта управления морозильного отделения.
Световая сигнализация сообщает о работе
электродвигателей, нижнем уровне масла в баке,
необходимости проведения оттаивания, о
температуре аммиака в верхних морозильных
плитах.
Аппарат работает следующим образом.
Блок-форма выходит из изолированной
камеры в такт с помощью нижнего толкающего
механизма 19 и подается под устройство для
оттаивания 20, где орошается морской водой
температурой около 50°С.
При замораживании филе в мелкой
расфасовке днища блок-форм оттаивают горячей морской
водой, а крышки — паром. После оттаивания
блок-форма транспортируется нижним цепным
конвейером 21 на разгрузку. При этом замки
днищ автоматически отстегиваются, к днищам
и крышкам подводятся вакуумные присоски,
крышки снимаются и отводятся по горизонтали,
подводится выталкивающее устройство 22,
замороженные блоки на днище опускаются
механизмом 23 до уровня разгрузочного
транспортера 24. Блоки сталкиваются толкателем 25
на разгрузочный транспортер.
Пустая блок-форма собирается (днище
пристегивается, крышка опускается) и цепным
конвейером направляется на промывку, где днища
автоматически отстегиваются, удерживаются
вакуумными присосками и с помощью поворотного
механизма 26 устанавливаются наклонно для
свободного стока морской воды.
При замораживании филе в мелкой
расфасовке блок-формы не промывают, для снятия
наледи на поверхности блок-формы автоматически
подается горячая вода. Ополоснутые блок-формы
собираются (пристегиваются днища) и цепным
28

транспортером подаются на загрузочный стол 27
для повторного наполнения рыбой.
Из расходного бункера рыба или филе
поступают на бункерные весы 28. При достижении
требуемой массы порции транспортеры
автоматически останавливаются и подача рыбы или
филе в бункер весов прекращается. После
остановки транспортеров рабочий, вручную добавляя
или отбавляя рыбу или филе, корректирует
массу порции в бункере. Подготовленные порции
рыбы или филе после нажатия кнопки на пульте
управления сбрасываются на поддон 29,
расположенный под бункером весов, с которого
рабочий вручную забирает их для укладки в блок-
форму. Перед укладкой коробочек с филе
рабочие протирают блок-форму ветошью.
При замораживании филе в блоках, фарша,
филе в коробочках на загрузке блок-форм
работают два рабочих, при замораживании рыбы —
один.
Загрузочный стол с заполненной блок-формой
поднимается, одновременно под действием
противовеса поднимается щит, закрывающий
механизм подъема загрузочного стола. В верхнем
положении загрузочного стола рыба в
блок-форме подпрессовывается устройством 30.
Заполненные и закрытые блок-формы верхним
цепным конвейером 31 транспортируются к
загрузочному отверстию в изолированной камере.
Перед входом в камеру блок-форма проходит
между резиновыми скребками, которые очищают
поверхности крышек и днищ от капельной влаги.
Блок-формы подаются в изолированную
камеру в такт механизмом подачи 32.
Для удержания блок-форм в заданном
положении в начале и конце каждого ряда
морозильных плит, при входе и выходе из изолированной
камеры и во всех позициях операций в секции
загрузки и выгрузки предусмотрены
специальные приспособления. Конструкция блок-формы
показана на рис. 2.
Морозильный аппарат оттаивается горячими
парами аммиака давлением от 78,48-104 до
98,ЫО4 Па (от 8 до 10 кгс/см2), при этом в
изолированную камеру подается теплый воздух,
нагреваемый в воздухоохладителе 16. Перед
оттаиванием аппарат освобождают от рыбы. Про-
Рис. 2. Блок-форма морозильного аппарата:
/ — съемное днище; ;2 — крышка; 3 — корпус.
должительность оттаивания с начала разгрузки
аппарата до достижения температуры аммиака
в морозильных плитах — 40°С составляет 9—
10 ч.
Процесс оттаивания аппарата включает
операции продолжительностью, ч:
Разгрузка аппарата 2,5
Оттаивание горячими парами аммиака с
одновременной подачей теплого воздуха 2
Работа аппарата вхолостую с подачей горячих
паров аммиака и теплого воздуха 2,5
Охлаждение воздухом " 1 —1,5
Охлаждение морозильных плит аммиаком до
температуры 40°С 1 — 1,5
Аппарат оттаивают после 5 суток работы.
Санитарная обработка аппарата (очистка
морозильных плит, блок-форм и прорезей в
изолированной камере) выполняется один раз в две
недели при работе на филе и один раз в месяц
при работе на рыбе. Для санитарной обработки
используют морскую воду, после чего аппарат
промывают пресной. Для очистки морозильных
плит предусмотрена специальная блок-форма с
продольными резиновыми скребками, которая
пропускается между плитами с одновременной
подачей сильной струи воды.
Техническая характеристика
горизонтально-плиточного морозильного аппарата
Производительность (за 22 ч работы),
т/сутки 25
Габаритные размеры замороженных
блоков, мм 798x248x61—65
(высота
блок-формы — 61)
Масса блока, кг
целая и разделанная рыба 11,5
филе 12,5
фарш 12,0
Начальная температура рыбы, °С 18
Конечнная температура в центре
блока, °С —25
Температура аммиака на входе в
аппарат, °С —40
Расчетный расход холода, кВт 145
Количество сдвоенных блок-форм в
аппарате, шт. 138
Масса аппарата, т 23
Габаритные размеры, мм
длина
с секцией загрузки и выгрузки 12 435
изолированной камеры 6 510
ширина 3 150
высота 2 420
Установленная мощность
электродвигателей (воздухоохладителя,
конвейеров, транспортеров, вакуум-насоса,
гидронасосов), кВт 21,45
Расход воды, м3/ч
для промывки блок-форм около 5
для оттаивания блок-форм около 6
Продолжительность такта
замораживания, с
филе, фарша 77
рыбы 72

Продолжительность размыкания
штабеля морозильных плит за один такт, с
Продолжительность замораживания
при контакте с морозильными
плитами, мин -
филе, фарша
рыбы
Продолжительность замораживания
с учетом передвижения блок-форм в
аппарате, мин
филе, фарша
рыбы
20
114
104
177
166
В 1974 г. на рыбообрабатывающей базе
«Василий Чернышев» провели повторные
промысловые испытания морозильной установки с
горизонтально-плиточными аппаратами,
конструкция которых была изменена по результатам
испытаний первого промыслового рейса базы
«Пятидесятилетие СССР».
Замораживали навагу, сельдь, минтай, филе
(крупными блоками и в мелкой расфасовке) и
фарш.
Результаты испытаний приведены в таблице.
Испытания показали, что морозильный
аппарат работоспособен и в основном отвечает
требованиям современной техники и технологии
замораживания.
К недостаткам конструкции аппарата
относится ручное довешивание рыбы;
немеханизированная укладка рыбы в блок-формы и
закрывание их крышками; необходимость ручной
протирки блок-форм перед укладкой^ картонных ко-


продукция
Фарш
Филе
Рыба
Филе
в мелких

картонных
коробочках
Среднее время
рабочего такта, с
77,4
75
73,6
128
Температура
рыбопродукции, °С
к
СЗ
я
л
Ч
03
6Г
СЗ
20
10
5
9
конечная
в центре
блока
—22^-— 24,9
C3,4%
блоков), —25 и
ниже F6,6%
блоков)
-18 A00/6
блоков),
—18ч—24,9
B4% блоков)
—25 и ниже
—20 и ниже
Масса
блока
рыбопродукции,
кг
11,5—12,5
12,1 — 13,1
11,5—12,3
0,55
глазури,
%
2,7—6,1
4,1—5,1
робочек с филе; сложность конструкции
аппарата.
Окончательные выводы о надежности
аппарата и его отдельных узлов можно будет сделать
после накопления опыта его эксплуатации.
УДК [62-55:533.275]:628.84.56
Регуляторы влажности для автоматизации систем
кондиционирования воздуха
Канд. техн. наук Ю. С. ДАВЫДОВ
Московский институт народного хозяйства
им. Г. В. Плеханова
Канд. хим. наук Е. В. КАМЗОЛКИНА
Институт нефтехимического синтеза
им. А. В. Топчиева АН СССР
Относительная влажность воздуха в
кондиционируемом или охлаждаемом помещении — один
из важнейших параметров микроклимата.
В установках кондиционирования и
охлаждения воздуха в последнее время достаточно
широкое распространение получили регуляторы
влажности с датчиками, работа которых
основана на гигрометрическом, электролитическом или
сорбционном принципах действия.
Для автоматизации систем кондиционирования
воздуха в основном применяют регуляторы
влажности с электролитическими хлористо-ли-
тиевыми «мокрыми» подогревными и сорбцион-
ными хлор исто-литиевыми «сухими»
неподогревными датчиками влажности.
Хлор исто-литиевые мокрые подогревные
датчики типа ДВ-1к и|ДВ-1 освоены опытным
заводом Киевского института автоматики и
телемеханики и могут работать в комплекте с
различными общепромышленными регуляторами.
30

Опыт эксплуатации в системах
автоматического регулирования (САР) установок
кондиционирования воздуха регуляторов влажности с
мокрыми подогревными датчиками влажности
показывает, что эти датчики, пропитанные
раствором хлористого лития, весьма чувствительны,
дают стабильные показания, но только в том
случае, если после пропитки их цепь подогрева
постоянно находится под напряжением [1].
Однако даже при кратковременном перерыве в
питании подогрева последний дает
неправильные показания и требует регенерации.
Преимущество этих датчиков влажности перед другими—
хорошая взаимозаменяемость и простая
технология изготовления. Однако потеря настройки
влагорегулятором после кратковременного C—
5 мин) перерыва питания датчика сводит к
минимуму все его преимущества. Несмотря на это
многие организации продолжают применять
подогревные датчики влажности.
Хлор исто-литиевые сухие датчики влажности
типа ЭВЧ уже более десяти лет выпускаются
серийно [2] и применяются с регуляторами|влаж-
ности типов СПР-102, СПР-104, «Удров»,
которые широко используются в САР систем
увлажнения, доувлажнения и кондиционерах в
текстильной и других отраслях промышленности.
Основным недостатком этих датчиков
влажности является плохая их взаимозаменяемость,
так как при замене датчика влагорегулятор
мог увеличить погрешность в 2—3 раза. Однако в
настоящее время изготовляются неподогревные
датчики влажности типа ЭВЧ по новой
технологии *, которая позволяет получать регуляторы
влажности с погрешностью при замене датчиков,
не превышающей по относительной влажности
допуск основной погрешности влагорегулятора
(±3%). При этом постоянная времени в
защитном кожухе при скорости воздуха 0,35 м/с не
превышает 120 с.
Чтобы расширить область использования
датчиков влажности типа ЭВЧ, разработан
преобразователь сигналов со стандартным выходом
0-10В, что позволило согласовать работу
датчика влажности с серийными
общепромышленными регуляторами. Также создан преобразователь
со стандартным выходным сигналом 0—5 мА.
Кроме того, путем применения специальной схе-
мы|осуществлена линеализация характеристики
датчика и получена равномерная шкала во всем
диапазоне измерения (контроля) относительной
влажности.
* «Открытия, изобретения, промышленные образцы,
товарные знаки», 1974, № 6, Авт. свид. № 415626. Авт.:
Н. И. Логинов, М. В. Брагин, Н. Е. Осипова, О. А.
Кузнецов, Г. К- Усова, А. М. Осипов, А. А. Поливанов,
Г. В. Горев и Ю. С. Давыдов.
Орловское СКБприбор разработало
регуляторы влажности воздуха типа В4-510у (В4-536у) с
пьезосорбционным датчиком влажности типа
ДОВП-1, в качестве влагочувствительной части
которого использован калиброванный кварц,
покрытый полиамидной пленкой.
Датчик ДОВП-1 рассчитан для измерения
относительной влажности в диапазоне от 0 до
100% при температуре от 5 до 50°С и
обеспечивает получение выходного сигнала 0—10 В по
ГОСТ 9895—61. Общая погрешность датчика
ДОВП-1 может доходить до ±5%.
Недостатками датчика ДОВП-1 являются:
сложность схемы из-за необходимости
стабилизации питающего напряжения (±2 В), большая
величина постоянной времени (—5 мин).
Кроме того, полиамидное покрытие кварца не
позволяет применять датчик в воздушной среде с
механическими примесями более 2 мг/м3, а
также с парами и аэрозолями масел более 1 мг/м3.
Технические условия на прибор гарантируют
стабильность показаний ДОВП-1 без
дополнительной калибровки только в течение одного
месяца. Датчик ДОВП-1 взаимозаменяем, но
при замене требует дополнительной калибровки.
Эти обстоятельства пока не позволяют
рекомендовать влагорегулятор В4-510у с датчиком
ДОВП-1 для применения в САР установок
кондиционирования воздуха.
За рубежом в САР вентиляции и
кондиционирования воздуха, а также холодильных камер
применяют в основном хлор исто-литиевые сухие
неподогревные датчики влажности, выпускае-
а * м w is iff и, в
Характеристики сорбционных хлористо-литиевых
датчиков влажности типа НАЕК-
31

мые фирмой «Хониуэлл» (США), с влагорегуля-
торами фирмы «Ландис и Гир» (Швейцария).
Датчик представляет собой трубку из
органического стекла диаметром 9 мм с навитым в би-
филяр серебряным электродом, который
покрыт влагочувствительной хлористо-литиевой
прозрачной пленкой. Длина намотки 21 мм,
шаг 1 мм. Диаметр электрода ~ 0,2 мм. От
механических повреждений влагочувствительный
элемент защищен перфорированным кожухом
диаметром 18 мм и длиной 40 мм, который надет
на основание, имеющее утолщение с двумя
внешними контактами для установки влагочувстви-
тельного элемента на плате датчика.
Датчики влажности выпускают двух
модификаций: для установки в воздуховодах (типа
НАЕК) и для укрепления на стене внутри
кондиционируемого помещения (типа HAER).
Влагочувствительный элемент,
предназначенный для установки в воздуховоде, может иметь
на своей плате датчики для трех диапазонов
измерения относительной влажности воздуха
одновременно: 30—60; 46—80 и 60—92%, характе-
УДК 536.24:621.567.57
в вертикальных кольцевых каналах
Д-р техн. наук, проф. Г. Н. ДАНИЛОВА, Г. И. МАЛЮГИН,
канд. техн. наук Л. С. МАЛКОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
В ряде отраслей промышленности,
использующих искусственный холод, применяются тепло-
обменные аппараты с кипением аммиака внутри
вертикальных каналов. К ним относятся десуб-
лиматоры установок сублимационной сушки
пищевых продуктов, льдогенераторы трубчатого и
чешуйчатого льда, панельные испарители и др.
Обычно поверхность теплообмена этих
аппаратов выполняется в виде вертикальных труб или
каналов другой формы с эквивалентным
диаметром d3KB=20~50 мм. Интенсивность
теплоотдачи при кипении в таких каналах
сопоставима с кипением в большом объеме и при
невысоких значениях q и t0 невелика [1—4].
Имеющиеся в литературе данные показывают,
что коэффициенты теплоотдачи могут быть
значительно увеличены при использовании
вертикальных каналов со значительно меньшим
значением d9KB, соизмеримым с отрывными диамет-
- ристики которых показаны на рисунке. Макси-
. мальная погрешность такого датчика влажности
составляет ±3%, а постоянная времени в потоке
- воздуха со скоростью более 2 м/с— 10—12 с.
- Датчик влажности работает в диапазоне тем-
i ператур от +70 до —40° С.
, При регулировании температуры в пределах
- от 10 до 40°С для снижения погрешности датчик
\ снабжается термокомпенсацией на терморе-
i зисторе.
г Исследования этих датчиков влажности
показывают, что как по принципу действия, кон-
¦ струкции, так и по микроструктуре влагочув-
ствительного слоя, они практически ничем не
• отличаются от описанных отечественных датчи-
i ков влажности.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. N i e d г i g e Betriebskosten durcii sinnvolle Regelung
, bei KHmaanlagen,— Gesundheits— Ingenieur, 1973, № 3
S. 82—90.
2. Д а в ы д о в Ю. С, Н е ф е л о в СВ. Применение
электронной автоматики в санитарной технике. М.,
Стройиздат, 1973.
рами паровых пузырей. В работе [ 1 ] показано
интенсифицирующее действие щелевого канала
на теплоотдачу кипящей воды, 10%-ного
раствора NaCl, этилового спирта; в работе [2] —
кипящей воды; в работе [3] — воды, 10%-ного
раствора NaCl, этилового спирта; в работе [4]—
фреонов-12 и 22.
Настоящее исследование посвящено изучению
интенсификации указанных выше аппаратов
путем организации кипения аммиака в
вертикальных щелевых каналах кольцевой формы.
Предназначенный для этой цели
экспериментальный стенд (рис. 1) представляет собой
замкнутый контур с естественной циркуляцией
аммиака, включающий исследуемый элемент
(испаритель), конденсатор-термостат, мерные
емкости и соединительные трубопроводы.
Экспериментальный испаритель выполнен в виде
вертикальной трубы диаметром 45X2 мм, высотой
1500 мм, в которую вмонтированы
цилиндрические вставки различного диаметра,
обеспечивающие образование кольцевых каналов
необходимой ширины. Тепловая нагрузка в
экспериментальном канале создавалась электрическим
Экспериментальное исследование теплообмена при кипении аммнгка
32

К холодильной
машине
Рис. 1. Схема экспериментального стенда:
/ — экспериментальный испаритель; 2 —
конденсатор-термостат; 3 — мерная емкость; 4 — резервная емкость; 5 — емкость
контроля уровня жидкости.
нагревателем, установленным на внешней
поверхности наружной трубы. Высота
обогреваемого участка 1400 мм. Опытный контур
заполняли технически чистым аммиаком. Резервная
емкость позволяла изменять начальный уровень
заполнения исследуемого канала жидким
хладагентом.
Температура стенки исследуемого элемента
измерялась медь-константановыми термопарами
C4 шт.) в десяти сечениях по высоте и в
нескольких точках по периметру. Термопары
изготовлены из проволоки диаметром 0,19 мм. Спаи
термопар припаивали к дну канавок длиной 35 мм,
глубиной 0,8 мм и шириной 0,8 мм, профрезеро-
ванных вдоль оси трубы на наружной
поверхности. Выводы термопар в канавке заделывали
зубным цементом «Эркодонт». Э. д. с. термопар
определяли потенциометром Р-306 и
гальванометром М 195/1, мощность нагревателей —
ваттметром Д-166 класса 0,2, теплопотери от
нагревателей в окружающую среду — методом
дополнительной стенки. Максимальные теплопотери
не превышали 1,5%. Постоянство температур
кипения достигалось с помощью термостата,
обслуживаемого двумя холодильными машинами
ФВ-6 и ИФ-49.
При выполнении исследования ставилась
задача выявить влияние на теплоотдачу: ширины
кольцевого канала б, плотности теплового
потока q, температуры кипения tQi начального
уровня заполнения канала жидкостью ftH. В
соответствии с этим были проведены две серии опытов,
условия которых указаны в таблице. Во всех
экспериментах в исследуемый испаритель
поступала переохлажденная жидкость. Степень
переохлаждения зависела от условий
проведения опытов и составляла 0,1—ГС.
Серия
опытов
I
II
Ширина
щели 6,
мм
1,5; 3,5;
5,5;
1,5
Начальный
уровень
заполнения
Плотность
теплового
потока q,
Вт/м*
500—14 000
500—10 000
Температура
кипения t0f
°С
—30^20
—30
Величина h0UT соответствовала начальному
уровню заполнения канала жидкостью, при
котором коэффициенты теплоотдачи были
максимальными.
Наличие термопар по высоте канала и
равномерный электрический обогрев его позволили
определить коэффициенты теплоотдачи не
только средние для канала а, но и локальные
а/ = / (-it-) (/ — расстояние от нижнего сечения).
На рис. 2 представлены результаты
экспериментов для средних коэффициентов
теплоотдачи при hH=H. Их анализ показывает, что при
прочих равных условиях с уменьшением ширины
щели (в исследованном диапазоне)Тс
увеличивается. Степень влияния днаа зависит от /0, б
и величины плотности теплового потока.
Различная степень влияния q наиболее
существенно проявляется при tQ=—30 и —20°С для
канала с 6=1,5 мм. Для каждой температуры
кипения и ширины канала существует область q,
где приближенно а~д°'5 (см. пунктирные
линии на рис. 2). В этом случае опытные данные
могут быть описаны с помощью уравнения
0=5,4^.5^-0.4 A+0,0064 О.
С понижением t0 возрастает нижнее значение
q, соответствующее этой области.
Для выяснения причин сложного и различного
для разных условий влияния режимных
параметров процесса и размеров канала на а были
изучены локальные характеристики
теплоотдачи и выполнены визуальные наблюдения потока
хладагента.
Последние проводились на отдельной
экспериментальной установке с фреоном-113 в
качестве модельной жидкости. Кольцевой канал
шириной 2 мм и высотой 1 м был образован
двумя трубами, внутренней — обогреваемой и
наружной — стеклянной. Кипение происходило
33

Рис. 2. Средние коэффициенты теплоотдачи при кипении
аммиака в каналах различной ширины при Лн=#.
при атмосферном давлении, плотность теплового
потока изменялась от 1000 до 7000 Вт/м2.
Сопоставление результатов измерений аг с
физической картиной процесса позволило
установить связь между режимами течения потока,
с одной стороны, и характером изменения аг
по высоте трубы — с другой. Кратко эти
результаты сводятся к следующему.
На начальном (нижнем) участке трубы
происходил подогрев переохлажденной жидкости в
пристенном слое. Здесь — поток однофазный,
коэффициент теплоотдачи несколько уменьшался по
высоте трубы, что можно объяснить увеличением
толщины ламинарного пограничного слоя у
поверхности теплообмена. Далее, на различных участках
высоты трубы (в зависимости от величины q и
tQ) существовали пузырьковый снарядный и
вспененный режимы течения двухфазного
потока (по терминологии работы [5]).
При пузырьковом течении пар двигался вверх
в виде отдельных пузырей, распределенных по
всему сечению канала и совершавших
колебательные, поперечные перемещения. Число
пузырей увеличивалось по высоте канала и
одновременно возрастал коэффициент теплоотдачи
аг. В случае малых значений q такой режим
существовал на большей части высоты канала и
только в самых верхних сечениях наблюдалось
слияние пузырей и образование крупных
паровых объемов, характерных для снарядного
потока. С ростом q длина участка пузырькового
режима сокращалась, а снарядное течение
существовало на большей части канала. При таком
режиме течения коэффициент теплоотдачи резко
возрастал по высоте, что связано с интенсивным
парообразованием на границе раздела парового
снаряда и слоя жидкости, прилегающей к
поверхности нагрева. При определенных условиях
паровые снаряды приобретали неустойчивую
форму и разрушались, возникали пульсации и
вспенивание потока (вспененное течение).
Перемещение по высоте канала в этом случае
приводило к изменению соотношения между
количествами жидкости и пара при неизменной
структуре потока. Коэффициенты теплоотдачи аг при
вспененном течении изменялись незначительно
по высоте и были более высокими, чем при
остальных режимах.
Описанные выше режимы, кроме вспененного,
и их связь с характером изменения локальных
коэффициентов теплоотдачи аналогичны
данным, полученным в работе [4] при кипении
фреона-113 в плоских вертикальных каналах
шириной 6=0,5ч-4 мм и в работе [3] при
кипении воды в кольцевых каналах. Следует,
однако, отметить, что форма крупных паровых
пузырей (снарядов) при кипении в плоских и
кольцевых каналах различна. В последнем случае
пузыри изогнуты в плоскости,
перпендикулярной вертикальной оси канала (внешняя
поверхность пузыря больше внутренней), что
должно способствовать их разрушению и переходу к
вспененному режиму.
Исследование локальных коэффициентов
теплоотдачи при кипении аммиака в условиях,
указанных в таблице, показало, что изменение
интенсивности теплообмена в зависимости от q,
tQf 8 и hu носит сложный характер с ярко
выраженным разграничением режимов течения, что
можно объяснить приведенными выше
соображениями о гидродинамике двухфазного потока
в кольцевой щели.
На рис. 3, а, б, в представлены графики
локальных коэффициентов теплоотдачи,
характеризующие влияние q> tQ и б на режимы течения
и теплообмен при /iH=H. Подобные графики
приведены также в работе [6].
34

7\
6
5
4
3
Z
10s
9
8
7
t0*+m
h/
D
S*^ioo
' j?-]OJ?T
JZ^-20"
L^-30"
*^йь
.._J~1_
0 0,7 0,2 0,3 0Л 0,5 0,6 0,7 0,0 0,9 l/H
5
0,1 0,2 0,3 0,b 0,5 0,6 0,7 0,0 0,9 l/H
Рис. З. Влияние на локальные коэффициенты
теплоотдачи теплового потока а при hH=H, t0——30°C, 6=5,5 мм;
температуры кипения б при йп=#, ?=5000 Вт/м2, 6=
= 1,5 мм; ширины канала в при- /гн = #, t0 = — 30°С;
уровня заполнения г при t0 = — 30 °С, 6=1,5 мм,
q=3000 Вт/м2.
На основании полученных данных обс^ можно
высказать следующие соображения. Для
исследованного диапазона нагрузок при hH=H
существуют все отмеченные выше режимы течения.
Протяженность участков канала, на которых
развивается тот или иной режим, существенно
зависит от q, /0, б. С увеличением q при /0=idem
и 6=idem участки подогрева жидкости и
пузырькового кипения сокращаются. Начало
пузырькового течения смещается к входу в канал,
коэффициенты теплоотдачи растут (см. рис. 3, а).
Аналогичным образом" сказывается изменение
t0: с повышением при <7=idem и 6=idem
интенсивность теплообмена в зонах однофазного и
пузырькового течения возрастает, при этом
уменьшается их протяженность (см. рис. 3, б).
Однако для щели 3, 5 мм с понижением tQ
коэффициенты аг увеличиваются. Уменьшение
ширины щели при <7=idem и /0=idem приводит к
сокращению зоны пузырькового течения,
переходной зоны к вспененному режиму течения и
возрастанию коэффициента теплоотдачи.
Протяженность участка подогрева остается практически
неизменной (см. рис. 3, в).
Существенное влияние на режим течения и
теплоотдачу оказывает начальный уровень
заполнения канала жидким хладагентом. При сни-
жении^уровня*заполнения уменьшается рецир-
35

куляция жидкости, а следовательно, скорость
ее движения на входе в канал, что приводит к
созданию более благоприятных условий для
развития процесса кипения в нижних
(начальных) участках канала. В опытах с каналом
шириной 1,5 мм и различными hR (см. таблицу)
было найдено, что, так же как и в работе [4],
оптимальный уровень /ionT, при котором
коэффициенты теплоотдачи имеют максимальные
значения, соответствует отсутствию рециркуляции
жидкости через переливную трубу. Каждому
значению q соответствует свой уровень /гопт,
подчиняясь_зависимости
^одт 11,1 — In 9
Н "" 7,6
при 103 < q < 104.
На рис. 3, а приведены характерные графики
а/ = / (-ту-) при различных значениях ha для
канала 6=1,5 мм при g=3000 Вт/м2. При
оптимальном уровне заполнения участок подогрева
и участок пузырькового течения практически
отсутствуют. Основным является режим
вспененного течения; сравнение зависимостей
а/ = / (-ту-) при h0UT и разных q показало, что в
верхних сечениях канала имеет место обратная
зависимость аг от q.
Это явление можно объяснить тем, что с
изменением q изменяется скорость движения
паровых образований, вследствие чего
увеличивается время их пребывания у теплообменной
поверхности. При этом значительная часть тонкой
жидкостной пленки, расположенной между тепло-
обменной поверхностью и паровой фазой,
успевает испариться при незначительном перегреве.
Подтверждением этого являются данные
работы [7].
Как показали расчеты для условий
приведенных опытов, это явление наблюдалось при паро-
содержании х>0,5 и скорости смеси сосм<<4 м/с.
Как видно из рис. 3, г, при hH=h0UT разным q
соответствует различный характер изменения
аг по высоте канала, что, видимо, обусловлено
неодинаковыми режимами течения,
соотношением между скоростью парообразования и
относительной скоростью паровой фазы и рядом
других, пока не выясненных факторов.
Средние по высоте канала коэффициенты
теплоотдачи при htl=h0UT мало зависят от q,
особенно при д^г 3000 Вт/м2. Следовательно,
наиболее высокие коэффициенты теплоотдачи
получены при кипении аммиака в канале шириной
1,5 мм при ftH=ft0ni-
На рис. 4 выполнено сопоставление
результатов экспериментов для 6=1,5 мм при hn=honT9
ftH=0,5#, fiH=0,7# с литературными данными
5 6 7 8 970* 2 3 Ь 5 6 7 д 910* $, В/т?/*2
Рис. 4. Сопоставление средних коэффициентов
теплоотдачи при кипении в различных условиях:
/ — вертикальный кольцевой канал (б = 1,5 мм, И — 1400 мм,
tQ =— 30°С) Лн = hQnT; 2 — то же, Лд = 0,7 Н\ 3—
вертикальная труба (d = 30,5 мм; Н = 715 мм, U = —30°С [8]); 4 —
горизонтальный кожухотрубный испаритель (d = 57 мм, t0 =
= —25°С); 5 — горизонтальная кольцевая щель (б = 10 мм,
t0 = — Ю°С [10]); 6 — одиночная труба Ы = 5 мм, t0 = — 30°С
[11]); 7 — горизонтальный канал линзообразного сечения
{d = 10 мм, U = 8,б°С [9]). Поз. 4 —данные А. Гоголина.
[8—11] по кипению аммиака в различных
условиях, свидетельствующее о существенной
интенсификации процесса (в 2,5—5 раз) при
кипении аммиака в вертикальных щелевых
кольцевых каналах.
Таким образом, при кипении аммиака в
вертикальных щелевых каналах шириной 1,5 мм
при t0=—30ч-20°С, <7=A-^14I03 Вт/м2 и
оптимальном уровне заполнения средние
коэффициенты теплоотдачи практически не зависят от
q и возрастают примерно в 3—5 раз по
сравнению с кипением в вертикальной трубе и в кожу-
хотрубном испарителе.
Рост коэффициентов теплоотдачи в щелевых
каналах, по сравнению с вертикальными
трубами, обычно применяющимися в аппаратах,
обусловлен созданием в каналах режимов
двухфазного течения, обеспечивающих интенсивный
теплоотвод от поверхности нагрева через
тонкую: пленку испаряющейся жидкости.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ" ЛИТЕРАТУРЫ
1. Чернобыльский И. И., Тананай-
к о ТО. М. Теплообмен при кипении жидкостей в
кольцевой щели.—ЖТФ, 1956, т. XXVI, вып. 10.
2. А н д р е е в П. А. и др. Теплоотдача при движении
кипящей жидкости в трубах и каналах. — «Труды
ЦКТИ», 1967, вып. 78.
3. I s h i b a s h i E., Nishikawa K- Saturated
boiling heat transfer in narrow spaces. — «Int J. Heat
mass Transfer», 1969, vol. 12, № 8.
4. Данилова Г. Н., Азарсков В. М.
Экспериментальное исследование теплообмена в элементе
пластинчатого фреонового испарителя. —
«Холодильная техника», 1972, № 10, с. 52—54.
36

5. X ь ю т Дж., Холл-Тейлор Н. Кольцевые
двухфазные течения. М., сЭнергия», 1974.
6. М а л ю г и н Г. И. и др. Интенсификация
внутреннего теплообмена в секционных десублиматорах
водяного пара.— В кн.: Холодильные машины и установки,
Л., 1974.
7. Вельский В. К., Данилова Г. Н.
Влияние расположения пластины на интенсивность
теплообмена при кипении Ф-113. — ИФЖ, 1970, т. XIX,
МЛ с. 87.
Н. И. МИРМОВ, Ю. В. ЕМЕЛЬЯНОВ
При подборе и расчете конденсаторов аммиачных
холодильных установок расчетные значения
коэффициента теплопередачи принимаются
равными 800—1000 Вт/(м2-К). Такие значения
получены на основании испытаний промышленных
образцов в обычных условиях эксплуатации.
При этом величины коэффициента теплопередачи,
рассчитанные по формуле A), дают
удовлетворительное совпадение с опытными данными
*- ±,J±,± » A)
аа + 2d Я + ссв
где аа — коэффициент теплоотдачи со стороны аммиака;
у— суммарное термическое] сопротивление
загрязнений и осадков;
осв — коэффициент теплоотдачи от стенки к
охлаждающей воде.
Анализ формулы A) показывает, что более
половины общего сопротивления передачи
тепла в аммиачных конденсаторах падает на
загрязнения. Наиболее существенным
загрязнением считают смазочное масло, уносимое из
компрессора, принимая для расчета толщину
слоя масла на трубках обычно равной 0,05—
0,08 мм [1].
При сопоставлении расчетных значений
коэффициента теплопередачи с опытными в оценке
основных факторов, определяющих численные
значения k, имеется ряд противоречий. К ним
можно отнести вид конденсации, принимаемые
величины теплоотдачи со стороны
конденсирующегося аммиака, влияние загрязнений, в
частности масла, и влияние примеси воздуха.
В аммиачных конденсаторах подразумевают
8. С 1 е i s W. Die Warmeubergangszahl, von Verdamp-
fen des Ammoniaks im senkrechten Rohr. — «Kaltete-
chnib, 1949, № 1, S. 37.
9. W i 1 k e W., С h a w 1 a T. M. Warmeubertragung
an einen vereisenden Plattenverdampfer im Betriebszu-
stand. — «Kaltetechnik», 1963, № 8, с 245—250.
10. Schwind H. Messung des Warmeubergangs an
Verdampfendes Ammoniak. Abhandlungen des DKV,
JVo 6, Karlsruhe, С F. Muller, 1952.
11. Данилова Г. Н., Куприянова А. В.
Обобщение данных по теплоотдаче при кипении
аммиака.— «Холодильная техника», 1971, № б, с. 39—41.
пленочный вид конденсации. Численные
значения теплоотдачи, полученные опытным путем
и соответствующие этому виду конденсации,
составляют 8000—11000 Вт/(м2-К). Однако при
наличии масляной пленки вид конденсации
должен быть если не полностью капельным, то
смешанным. Численные значения теплоотдачи в
2—2,5 раза превышают значения теплоотдачи
для пленочного вида конденсации (для
одинаковых температурных напоров или удельных
тепловых нагрузок). Это подтверждается
опытными данными по конденсации водяного пара
[2—4] и нашими опытами по конденсации паров
аммиака.
Из всех термических сопротивлений, входящих
в величину ky наибольшее значение имеет
термическое сопротивление слоя масла. Указанные
выше величины толщины пленки масла не
подтверждены непосредственными измерениями.
В наших исследованиях по выяснению влияния
смазочных масел на теплоотдачу при конденсации
аммиака было получено увеличение численных
значений теплоотдачи при наличии в паре
аммиака примесей масла. Несмотря на
относительно большое количество вводимого масла, на
экспериментальных трубках (одиночные,
горизонтальные) масляная пленка не образовывалась.
Конденсация аммиака на трубке,
предварительно покрытой слоем масла, показала, что масло
не удерживается на поверхности металла, а
потоком конденсата смывается и уносится в
испаритель [4].
Эти опыты позволили предположить, что в
промышленных конденсаторах отсутствует слой
масла на теплопередающей поверхности. Это
подтверждает и функциональная зависимость
k=f (q)> полученная при испытании аммиачного
конденсатора КТГ-90 во ВНИХИ и приведенная
УДК 621.57.044:536.2
О коэффициенте теплопередачи в аммиачных конденсаторах
15
37

JS id Sh. 62 70 ft8m//f*
z-m
J
/ _
'^3
' 4
3-/0J
15 $уВт/мг
Рис. 1. Испытания аммиачного конденсатора КТГ-90: Рис. 2. Конденсация аммиака из паровоздушной смеси:
/ — опытные данные ВНИХИ; 2 — расчетная кривая без учета
слоя масла в присутствии воздуха около 1%; 3 — расчетная
кривая при отсутствии воздуха.
/ — содержание воздуха 1%; 2 — содержание воздуха 2,5%;
3 — содержание воздуха 7,8%; 4 — содержание воздуха 17,5%
(/, 3 — данные авторов; 2, 4 — данные И. В. МазюкевичаК
на рис. 1 [5]. Линия 1 построена для постоянной
скорости воды. В этом случае коэффициент
теплоотдачи от стенки к охлаждающей воде будет
величиной постоянной, так как мало зависит от
средней температуры воды. Коэффициент
теплоотдачи [Вт/(м2-К)] к воде рассчитывается по
известной формуле
ссв = 2035A + 0,017*в.сР)
0, 13
B)
гДе ^в.ср — средняя температура охлаждающей воды, °С;
wB — скорость воды, м/с;
dBH — внутренний диаметр трубы, м.
Приведенное на рис. 1 (кривая 1) изменение
коэффициента теплопередачи не может быть
объяснено термическим сопротивлением
постоянной по толщине пленки масла на поверхности
теплообмена. При постоянной величине
термических сопротивлений и теплоотдачи со стороны
воды коэффициент теплопередачи должен
зависеть только от изменения теплоотдачи со
стороны аммиака, и функциональная зависимость
k=f (q) должна соответствовать теоретической
(кривая 5, см. рис. 1). Все опытные данные в той
или иной мере подтверждают соответствие
формуле Нуссельта.
Зависимость, подобная приведенной на рис. 1
(кривая У), характерна для теплообмена при
конденсации пара из парогазовой смеси.
На рис. 2 показаны опытные кривые,
полученные в работе [6] и авторами. На основании
этих данных был рассчитан коэффициент
теплопередачи без учета слоя масла. Расчетная
кривая 2 (см. рис. 1) построена по опытным
значениям теплоотдачи для незначительных
примесей воздуха — порядка 1%. Как видно из
рис. 1, численные значения k, найденные при
испытаниях конденсатора и рассчитанные для
условий отсутствия пленки масла, в основном
совпадают.
Выполненный анализ позволяет предположить,
что основной фактор, снижающий коэффициент
теплопередачи в аммиачных конденсаторах, —
присутствие незначительного количества воздуха.
Аналогичный вывод можно сделать, если
рассчитать коэффициент теплопередачи
относительно скорости воды. В этом случае величина у -j-,
входящая в формулу A), не зависит от скорости
воды. Величина теплоотдачи со стороны
хладагента зависит от скорости воды, так как ее
изменение влияет на среднюю температуру воды^и
общий температурный напор. Однако изменение
аа невелико, и величина термического сопротив-
1
ления — незначительна по сравнению с
общей величиной термического сопротивления -г-.
Поэтому при|расчете коэффициента
теплопередачи можно допустить aa=const.
Значения теплоотдачи от стенки к
охлаждающей воде определяются по формуле B). Их
можно принять зависящими только от скорости
воды.
Суммарное термическое сопротивление
загрязнений и осадков рассчитываются по
общепринятой методике.
Расчет проведен для постоянного удельного
теплового потока, равного 4500 Вт/м2.
На рис. 3 представлена графическая
обработка проведенного анализа коэффициента
теплопередачи в зависимости от скорости
охлаждающей воды.
Кривая 1 (см. рис. 3) построена для значений
аа, взятых из работы [7], и по нашим опытным
данным при конденсации чистых паров аммиака
на «чистой» поверхности, т. е. без учета слоя
масла.
Кривая 3 (см. рис. 3) рассчитывалась по
общепринятой! методике определения коэффициента
теплопередачи с учетом слоя масла толщиной
0,05 мм.
38

I ¦ I 11 L I I I I
ifi 0,6 8fi 1,0 1,2 /,¦ i,B t,8 %n/c
Рис. З. Изменение коэффициента теплопередачи:
/ — при конденсации чистого аммиака без учета слоя масла;
2 — без учета слоя масла, содержание воздуха 2,5%; 3 — без
наличия воздуха в паре, но с учетом слоя масла
толщиной 0,05 мм.
Если принять содержание воздуха в паре
равным 2,5%, то величина теплоотдачи со
стороны конденсирующегося аммиака составит
2900 Вт/(м2-К), что подтверждают данные
работы [6] и наши опыты. Тогда, без учета
термического сопротивления слоя масла, изменение
коэффициента теплопередачи будет
соответствовать кривой 2 на рис. 3.
Расчет показал, что при содержании в паре
2,5% воздуха практические величины
коэффициента теплопередачи такие же, как при учете
слоя масла толщиной 0,05 мм.
Как показывают опытные данные [2, 3, 8],
присутствие воздуха даже в незначительных
количествах (от 0,1 до 5%) приводит к резкому
снижению теплоотдачи при пленочной
конденсации и полностью ликвидирует эффект
капельной конденсации.
В практике эксплуатации холодильных
установок снижение коэффициента теплопередачи
не связывают с наличием воздуха в паре.
Например, при температуре конденсации 25°С, что
соответствует парциальному давлению аммиака
1000 кПа A0,22 кгс/см2), содержание 2,5%
воздуха увеличивает общее давление в
конденсаторе на 25,5 кПа @,26 кгс/см2), что обычно
«остается незамеченным обслуживающим
персоналом. Видимо, небольшие концентрации
воздуха трудно учесть и при испытаниях
промышленных образцов конденсаторов, тем более, что
воздух распределяется по объему неравномерно.
Таким образом, предположение о решающем
влиянии на коэффициент теплопередачи наличия
воздуха в системе установки подтверждается
расчетом.
Тщательные эксперименты по определению
малых концентраций воздуха в различных точках
пространства конденсатора позволят уточнить
основные факторы, влияющие на теплообмен при
конденсации. Это поможет найти пути
дальнейшей интенсификации процессов теплообмена в
аммиачных конденсаторах.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Вейнберг Б. С. Интенсификация аммиачной теп-
лообменной аппаратуры. — «Холодильная техника»,
1955, № 2, с. 39—40.
2. Минухин Л. А., Чернозубов В. Б.,
Болотов Л. А. Изучение условий стабильного
поддержания капельной конденсации. — «Теплоэнергетика»,
1968, № 2, с. 75—77.
З.Исаченко В. П., Богородский А. Я.
Исследование тепло- и массообмена при капельной
конденсации водяного пара из паровоздушной смеси. —
«Теплоэнергетика», 1969, № 2, с. 79—82.
4. Абдульманов X. А., М и р м о в Н. И.
Экспериментальное исследование коэффициента
теплоотдачи при конденсации паров аммиака с маслом на
горизонтальных трубках.— «Холодильная техника», 1971,
№ 4, с. 42—44.
5. Поволоцкая Н. М., Иванова Р. Б.,
Коробов А. В. Исследование аммиачных теплообмен -
ных аппаратов. Новые исследования в области
холодильной промышленности. М. ЦНИИ информации и
технико-экономических исследований, 1969, с. 33—35.
6. Мазюкевич И. В. Опытное исследование
теплообмена при конденсации паров аммиака из смеси с
воздухом на горизонтальной трубе. — «Журнал
прикладной химии», 1960, т. 33, № 5, с. 1060—1068.
7. Чернобыльский И. И.,
Городинская С. А. Исследование теплоотдачи при
конденсации паров аммиака на наружной поверхности труб.—
«Труды института теплоэнергетики», Киев, 1954, № 4,
с. 44—54.
8. Othmer D. F. Condensation coefficient of heat
transfer. — «Chem. and Process Engng.», 1968, vol. 49,
№ 6, pp. 109—112.

УДК [637.133.1:664.8.037]:661.92.001.2
Метод расчета усушки при охлаждении и замораживании пищевых
продуктов в воздухе
Д-р техн. наукг проф. Г. Б. ЧИЖОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
В различное время различными авторами
предлагались разнообразные методы расчета усушки
при охлаждении пищевых продуктов в воздухе;
число таких предложений применительно к
замораживанию было много меньшим.
На кафедре холодильной технологии ЛТИХПа
в 1973—1974 гг. проводили работу по
сопоставлению наиболее приемлемых из числа
предложенных методов расчета усушки при
охлаждении и замораживании пищевых продуктов.
Предпочтение отдали методу, основанному на
предложении Ф. Леви [1], давшему результаты,
наиболее близкие к опытным.
Представим количество влаги, испаряемой с
поверхности охлаждаемой воды, как величину,
пропорциональную разности влагосодержаний
у поверхности воды и в окружающем воздухе,
площади S и времени т:
g=b(ds—d0)Sx.
Можно написать аналогичное уравнение для
испарения влаги с поверхности охлаждаемого
продукта, но коэффициент массопереноса ]3 в
этом случае будет меньше, чем в предыдущем.
Отношение-g-= pi > 1 Ф. Леви называет
коэффициентом сопротивления испарению и вводит
в дальнейший расчет. Однако пока найдено очень
немного численных значений этого
коэффициента. По нашим предварительным определениям,
для мышечной ткани мяса при охлаждении
[х=1,4, для сарделек в кишечной оболочке
^=1,8.
Далее из известных соотношений
термодинамики влажного воздуха можно получить
выражения среднего влагосодержания на
поверхности охлаждаемого тела и влагосодержания
охлаждающего воздуха в зависимости от
упругости насыщенного пара р и барометрического
давления Р:
3S = 0,622^; d0 = 0,62221JZ.,
где ф—относительная влажность воздуха.
Принимая во внимание соотношение Льюиса
ввиде-^- = ср, количество влаги, испаренной с
поверхности охлаждаемого" продукта, будет
g = 0,622-gL.ftg-Wo 5т.
[ICp Р
Считая, что все тепло, отводимое от
поверхности охлаждаемого продукта, представляется как
сумма тепла, отводимого конвекцией QK==
=a(ts—10) Sx и испарением" QH = Lg(L —
удельная теплота испарения), можно выразить тепло,
отводимое испарением, как долю всего
отводимого тепла:
Qk+Qh"" Ug + Os'
где ds = (is — *о) — средняя избыточная температура
поверхности охлаждаемого
тела, созданная конвективным
теплопереносом;
Фа—0,622— • Ps*~ФРо — средняя избыточная температу-
\1Ср Р
ра той же поверхности,
созданная массопереносом при
испарении.
Все тепло, отводимое от охлаждаемого тела,
может быть также представлено произведением
его массы, удельной теплоемкости и разности
начальной и конечной среднеобъемных
температур
Q=Qc(tVB-tVK).
Тогда произведение этой величины на
представленную ранее долю тепла, отведенного
испарением, даст абсолютное количество тепла,
отведенного испарением, а отношение
последнего к удельной теплоте испарения представит
массу влаги, испаренной с поверхности тела
при охлаждении efo в интервале температур от
^рн Д° ^к> в форме, удобной для расчета,
Количество испаренной влаги (усушку) в
процентах от массы тела находят по формуле
40

go = -f-'100%.
Здесь дано краткое схематичное описание
содержания предложения Ф. Леви о методе
расчета усушки при охлаждении [1, 2]. Расчеты,
выполненные по описанной здесь схеме, дали
удовлетворительно близкое согласие с
проведенными модельными опытами.
Для выполнения расчета нужно знать
среднюю за весь процесс температуру поверхности
охлаждаемого тела tSi по которой также
берется ps при вычислении $Q. Для этого мы
воспользовались полученными ранее решениями
задачи о среднеобъемной температуре тела при
граничных условиях первого и третьего рода [3],
если температура в центре тела tn:
для условий первого рода
tv=tu—яМ/ц—ta)\
для условий третьего рода
где при линейном изменении температуры по
Bi 1
толщине тела в = Bi + l » пластина Ф = ~2~,
2 3
цилиндр г|> = —, шар * = — •
При изменении температуры по толщине тела
по закону квадратичной параболы:
В - Bi^2 , пластина ^ = —, цилиндр ц = -^-,
шар Ф=-|"-
Совместное решение этих двух выражений
среднеобъемной температуры тела tv дает
Ul-B) + ^0(l-4))
'S— A —г|зБ)
При этом температура охлаждающей среды tQ
и среднеобъемная температура тела tv в
начальный и конечный момент должны быть заданы.
Тогда находят начальное и конечное значения ts
и вычисляют среднюю избыточную температуру
поверхности:
a asb—ask
0S =
In #SH '
_ Отсюда определяют t8f по которой находят
ps для состояния насыщения.
Для вычисления массы испаренной влаги при
замораживании продукта весь процесс следует
разделить на две части:
первая — от начала процесса до достижения
криоскопической температуры на поверхности
продукта (при этом в расчет вводится удельное
тепло испарения капельно-жидкой влаги);
вторая — от достижения криоскопической
температуры на поверхности продукта до
окончания замораживания (при этом в расчет
вводится удельное тепло сублимации льда).
Для первой части значение tVK должно быть
задано, a tvl при /s=^kp находят из
fs(i—ФД)--в;0A—¦)
h— (l—B)
Далее, как и дляграсчета усушки^при
охлаждении, определяют Ф^ затем tSt берут
нужную величину ps и расчет ведут до конца,
соответственно условиям этой части процесса.
Для второй части tV4=tvl, а значение tVK
должно быть задано. Известно, что /s„=/Kp,
a tSK находят по выражению, написанному для
расчета усушки при охлаждении. Затем
определяют #s, как и в предыдущем случае, величину
ts, по которой берется ps> и расчет ведут до
конца, соответствующего условиям второй части
процесса.
Все тепло, отводимое от продукта во второй
части процесса, следует считать, как тепло,
отводимое при замораживании от tvl до tVK [3],
в отличие от формы его записи в основной
формуле, выражающей массу испаренной влаги при
охлаждении.
Общее количество испаренной влаги находят
суммированием результата расчета для двух
частей процесса.
Интересная особенность описанного метода
расчета усушки при нестационарных процессах
состоит в том, что длительность охлаждения или
замораживания не включена в расчет
непосредственно, а заменена учетом начальной и
конечной среднеобъемных температур тела.
Охлаждение от 20 до ГС шаров из водного
геля агара диаметром от 40 до 100 мм при
скорости движения воздуха 2,4 м/с и его
температуре 0°С дало усушку на 28—30% более
полученной по расчету. Замораживание от +20° до
—9°С шаров из геля агара диаметром 50 мм при
скоростях движения воздуха от 7 до 9 м/с и его
температурах от —10 до —16°С дало усушку,
отличающуюся от расчетной до 10% в большую
или меньшую сторону в различных опытах.
Такое сопоставление метода расчета с опытом
конечно еще очень ограниченно, однако, расчеты
усушки, выполненные иными методами, давали
гораздо большие отклонения от тех же опытных
данных.
41

Сопоставление результатов расчета усушки
описанным методом для разных скоростей и
температур; охлаждающего воздуха в общем
успешно согласуется с представлениями многих
авторов о влиянии этих внешних условий на усушку
продуктов при их охлаждении или
замораживании.
Есть основания рекомендовать описанный
простой метод* расчета усушки продуктов в
нестационарных процессах холодильной
обработки.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕ РАТУРЫ
1. Levy F. L. Heat exchange in refrigerating systems.
Annexe 1970—1 au Bulletin de l'HR, London, 1970.
2. L e v у F. L. Joint meeting of commissions B-l,
C-l, C-2 of IIR, Bressanone, 1974,
3. Ч и ж о в Г. Б. Теплофизические процессы в
холодильной технологии пищевых продуктов. М., «Пищевая
промышленность», 1971.
УДК 637.5'6/'64
Исследование удельной теплоемкости и энтальпии свинины
Канд. техн. наук В. П. ЛАТЫШЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Широкое применение вычислительной техники
при проектировании, моделировании и
управлении технологическими процессами выдвигает
повышенные требования к точности данных по
теплофизическим свойствам сырья с учетом его
состава, а также к описанию этих свойств
аналитическими зависимостями.
Эти требования обусловили необходимость
отнесения теплофизических характеристик
продукта к определенному его составу, а также
получение в более широком диапазоне температур
данных по удельной теплоемкости и энтальпии
свинины — одного из основных видов мясного
сырья.
Исследования удельной теплоемкости
проводили на адиабатической калориметрической
установке ВНИХИ методом порционного подвода
тепла [1]. Образец свинины перед
исследованием измельчали на мясорубке и тщательно
перемешивали. Из полученной массы брали навеску
в 150 г и заряжали в калориметр. Одновременно
отбирали пробы для анализов на содержание
воды и жира (содержание воды и жира
определяли под руководством канд. техн. наук
Г. Е. Оленевой). Калориметр проверяли на
герметичность, подсоединяли термометры
сопротивления и грелку и помещали в
калориметрическую ячейку. Опыты начинали с
наинизшей температуры, которую повышали до
максимальной порционным подводом тепла.
Первичную обработку данных проводили по методике,
рекомендованной в работе [2].
В качестве первой модели обезжиренного мяса
принимали бинарный раствор в твердом
состоянии, полностью несмесимый. В этом случае в
области фазовых переходов для интерполяции
температуры в соответствии с физикой явления
может быть принята зависимость вида
In (Y-T) = a_i+/ , (l>
где 7 и a — коэффициенты для свинины; у = 272,75;
a =1,10);
Т — температура замерзания, К;
/ — доля массы воды в жидкой фазе;
Гэ — температура, при которой выморожена вся
вода, т. е. / = 0 (для свинины Тэ = 90 К).
Лав показал, что при температурах порядка
90 К вымерзание воды все еще происходит [3].
Уравнение A) позволяет решить и обратную
задачу, т. е. найти количество воды в жидкой
фазе в зависимости от температуры. Это дает
возможность рассчитать количество
вымороженной воды со, удельную теплоемкость воды cw с
учетом фазовых переходов и теплоты фазовых
переходов iw в диапазоне температур от Т0 до
Т по соотношениям
@=1 —
W
СЮ :
dL dl
wcs + l -jf -t- L
dT
iw=w (is—iso)+(Ll— Lo'o)-
B)
C)
D)
Здесь eg и is — удельная теплоемкость и энтальпия льда;
w — общее содержание воды в обезжиренном
мясе;
42

L — удельная теплота плавления льда
L(=&L0 + il — i8, E)
где L0 — удельная теплота плавления льда при
начальной температуре;
I/ — энтальпия воды.
Выражения C) и D) легко получить из
теплового баланса единицы массы раствора с учетом
зависимостей B) и E).
Принимаем допущение, как рекомендовано в
работе [4], что жир не влияет на свойства
водного раствора сухих веществ. Тогда
теплоемкость жирного мяса можно рассчитать по
уравнению
c=cdld+cfh+cw A-Е,), F)
где qhc; — удельная теплоемкость сухих веществ и
жира соответственно;
Ы и If — массовые доли сухих веществ и жира в
образце мяса.
Множитель A—?/) учитывает действительную
долю воды в тройной смеси (в натуральном мясе).
Энтальпию мяса рассчитывали по соотношению
г
i= ^cdT. G)
то
При этом использовали следующие
зависимости для расчета теплоемкости компонентов
мяса:
^=2,1089+0,0073947 (Г—273,15); (8)
cz=4,2182—0,003308 (Г—273,15)+0,00007553Х
Х(Г-273,15J; (9)
^273,15=333,604; A0)
3 23
с/=~-1,067 + 0,01089Г+1+мз096'(Г_274>зз)» +
410
+ 1+0,0625 (Г —300J ; (П)
cd=0,814+0,00122 7\ A2)
где с$, с/, cf, cd — теплоемкости, Дж/(г • К);
L — удельная теплота плавления, Дж/г.
Зависимости A1) и A2) получены по
опытным данным ВНИХИ, а зависимости (8), (9)
и A0) взяты из литературных источников [5, 6].
Коэффициенты а, у и Тъ уравнения A)
находили итерационным методом по опытным данным
для натуральной свинины из условия минимума
суммы квадратов отклонений опытных данных от
расчетных по уравнению F) в области фазовых
переходов воды. Среднее отклонение для 19
опытных точек составило 9 % (в том числе 11 точек с
отклонением меньше 6% и 4 точки с отклонением
больше 12%).
Пробные расчеты установили, что криоскопи-
ческая температура свинины Ткр и коэффициент у
связаны соотношением
7=Гкр+1,14. A3)
По зависимостям F) и G) рассчитаны таблицы
удельной теплоемкости с, энтальпии i и
количества вымороженной воды со для бескостной
мясной и жирной свинины со средним
содержанием по туше влаги 60,9 и 47,5%; жира 21,5 и
37,3% соответственно при криоскопической
температуре 272,15 К (табл. 1).
Полученные расчетные значения t и со по
сравнению с литературными данными [7]
даны в табл. 2.
Анализ табл. 2 показывает, что расчетные
значения количества вымороженной воды совпадают
с литературными [7] в пределах установленного
диапазона. Литературные данные по энтальпии
Таблица 1
7\ К
200
205
210
215
220
225
230
235
240
245
250
255
260
265
270
272
273
275
280
285
290
295
300
305
310
315
320
Свинина
мясная 1 жирная
с, ДжДг-К)
1,47
1,52
1,56
1,62
1,67
' 1,73
1,80
1,88
1,98
2,10
2,28
2,56
3,12
4,70
17,97
195,5
3,85
3,88
3,56
3,40
3,40
3,59
4,12
3,60
3,39
3,35
3,35
1,39
1,44
1,49
1,55
1,60
1,67
1,73
'.,81
1,90
2,02
2,18
2,44
2,93
4,29
14,99
148,9
4,06
4,12
3,57
3,29
3,29
3,63
4,53
3,63
3,27
3,18
3,17
Свинина
мясная жирная
i, Дж/г
0,0
7,48
15,2
23,2
31,4
40,0
48,8
58,1
67,7
78,0
88,9
101,0
115,0
133,8
175,7
286,4
325,9
333,6
352,3
369,7
386,6
404,0
423,4
442,8
460,2
477,0
493,8
0,0
7,11
14,5
22,1
30,0
38,2
46,7
55,6
64,9
74,7
85,2
96,8
110,1
127,4
164,0
215,4
283,1
291,3
310,6
327,6
344,0
361,1
381,7
402,2
419,3
435,4
451,3
со
0,98
0,97
0,97
0,97
0,96
0,96
0,96
0,95
0,95
0,94
0,93
0,91
0,89
0,85
0,70
0,18
0,00
Таблица 2
т, к
253
263
272
273,15
283
293
303
313
Свинина [7]
i,
Дж/г
0
28,9
170,0
211,9
242,0
272,6
302,7
333,3
со
0,90—0,92
0,82—0,87
0,0 —0,25
0,0
Свинина
мясная
i,
Дж/г
0
29,7
190,8
230,3
267,2
301,3
339,8
374,7
со
0,92
0,87
0,18
0,0
Свинина
жирная
i,
Дж/г
0
27,7
159,4
191,1
229,0
262,0
302,7
337,0
со
0,92
0,87
0,18
0,0
200
205
210
215
220
225
230
235
240
245
250
255
260
265
270
272
273
275
280
285
290
295
300
305
310
315
320
1,47
1,52
1,56
1,62
1,67
' 1,73
1,80
1,88
1,98
2,10
2,28
2,56
3,12
4,70
17,97
195,5
3,85
3,88
3,56
3,40
3,40
3,59
4,12
3,60
3,39
3,35
3,35
1,39
1,44
1,49
1,55
1,60
1,67
1,73
'.,81
1,90
2,02
2,18
2,44
2,93
4,29
14,99
148,9
4,06
4,12
3,57
3,29
3,29
3,63
4,53
3,63
3,27
3,18
3,17
0,0
7,48
15,2
23,2
31,4
40,0
48,8
58,1
67,7
78,0
88,9
101,0
115,0
133,8
175,7
286,4
325,9
333,6
352,3
369,7
386,6
404,0
423,4
442,8
460,2
477,0
493,8
0,0
7,11
14,5
22,1
30,0
38,2
46,7
55,6
64,9
74,7
85,2
96,8
110,1
127,4
164,0
215,4
283,1
291,3
310,6
327,6
344,0
361,1
381,7
402,2
419,3
435,4
451,3
0,98
0,97
0,97
0,97
0,96
0,96
0,96
0,95
0,95
0,94
0,93
0,91
0,89
0,85
0,70
0,18
0,00
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
I
43

свинины находятся в пределах расчетных
данных для жирной и мясной свинины, более
приближаясь к данным для жирной свинины.
Максимальное расхождение литературных [7] и
расчетных данных достигает 41,4 Дж/г, или
~11% к изменению энтальпии от 253 до 313 К.
Таким образом, учет состава мяса приводит к
существенным поправкам в потребности холода
для охлаждения и замораживания.
При температурах 268 и 243 К расчетные
величины теплоемкости для мясной свинины,
равные 8,19 Дж/(г-К) и 2,05 Дж/(г-К), больше
величин, приведенных в литературе [8], по
свинине 76,8%-ной влажности на 39 и 5%
соответственно, несмотря на то, что по зависимости
F) значения по литературным данным должны
быть выше.
Таким образом, имеющиеся данные по
удельной теплоемкости свинины значительно
отличаются от данных настоящей работы.
Расхождения можно объяснить несовершенством
примененных методов определения теплоемкости [8],
дающих значительную прогрешность в области
фазовых переходов воды в мясе.
Применение корректной методики
исследований, объем опытных данных по удельной
теплоемкости и взаимное согласование расчетных
данных позволяют считать зависимости F) и G)
достаточно точными для составления таблиц и
проведения аналитических исследований
обработки свинины холодом с учетом ее состава
(w^z 40%) в диапазоне температур от 200 до
320 К.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Латышев В. П., Озерова Т. М., Олене-
в а Г. Е. Исследование удельной теплоемкости и
энтальпии топленого свиного жира. — Труды ВНИХИ
«Холодильная технология мяса и мясопродуктов»,
М., 1975.
2. Скуратов СМ., К о л е с о в В. П.,
Воробьев А. Ф. Термохимия. Ч. I, M., Изд-во Московского
университета, 1964.
3. Л о р и Р. А. Наука о мясе. М., «Пищевая
промышленность», 1973.
4. Recommendations for the processing and
handling of frozen foods. 2nd edition. Annexe au
Bulletin de t'Institut International du Froid, 1972.
5. T к а ч е в А. Г., Плотников В. Т.
Термодинамический анализ процессов опреснения вод с помощью
холодильных машин.— В кн.: Исследования по
термодинамике. М., «Наука», 1973, с. 190—198.
6. В е й н б е р г Б. П. Лед. М. — Л., Гос. изд-во
технико-теоретической литературы, 1940.
7. Холодильна я техника. Энциклопедический
справочник. Т. 2. М., Госторгиздат, 1961, с. 50—52.
8. Аналитическое исследование технологических
процессов обработки мяса холодом. Под ред. Н. А.
Головкина и П. П. Юшкова. М., ЦНИИТЭИмясомол-
прома СССР, 1970.
44

ОБМЕН ОПЫТОМ
ч
УДК 621.642.17:621.565
Устройство
для присоединения
баллонов
к наполнительным
станциям
А. В. КАРЛМАЗИН
Светлогорский завод искусственного волокна
В процессе эксплуатации холодильных
установок систему приходится периодически наполнять
хладагентом, а иногда освобождать от него.
Баллоны с хладагентом присоединяют к
наполнительным станциям цельнотянутыми стальными
трубками со штуцерами и накидными гайками.
Между вентилем баллона и штуцером проложена
прокладка из паронита. Частое присоединение
одних и тех же баллонов к наполнительным
станциям приводит к износу и деформации резьбы
накидных гаек и боковых штуцеров вентилей
баллонов, что создает опасность для
обслуживающего персонала.
На Светлогорском заводе искусственного
волокна изготовлено несложное по конструкции
специальное устройство (см. рисунок) для
присоединения баллонов к наполнительным
станциям, удобное в эксплуатации.
Корпус устанавливается на вентиль баллона
так, чтобы уплотнительное седло со штуцером
было прижато к боковому штуцеру вентиля. Затем к
корпусу вентиля подводят прижимной стакан с
упором. Скобу вводят в зацепление с
прижимным стаканом. Поворотом рукоятки прижимают
уплотнительное седло к боковому штуцеру вен-
Устройство для подключения баллонов:
1 — штуцер; 2 — уплотнительное седло; 3 — корпус; 4 — упор;
5 — пружина; 6 — прижимной стакан; 7 — скоба; 8 —
рукоятка.
тиля. Износ уплотнительного седла
компенсируется пружиной.
Предлагаемое устройство позволяет
исключить наиболее трудоемкие и опасные операции
при заполнении системы хладагентом^из баллонов
и наполнении их из системы, а также повысить
производительность труда.
45

УДК 665.521.5:621.512.5
Способ снижения
расхода смазочного
масла
в двухступенчатых
компрессорах
А. Т. ЖИЛУНОВИЧ
Калининградская база тралового флота
Аммиачные двухступенчатые в одном корпусе
компрессоры типа ДАУ80, ДАУ50 и ДАУУ100,
нашедшие широкое применение на
рефрижераторных судах рыбной промышленности,
характеризуются повышенным расходом смазочного
масла. При этом автоматический возврат масла из
нагнетательной полости в картер отсутствует.
Если компрессоры имеют дефекты гильз
цилиндров (задиры, овальность) и поршневых колец
(потеря упругости, предельный износ), то расход
смазочного масла еще более повышается и иногда
в 2—6 раз превышает паспортные данные.
Устранить указанные дефекты полностью, особенно в
рейсе, не всегда возможно. На отдельных судах
пытались применять масла, легкоудаляемые из
системы, но имеющие более низкие
эксплуатационные качества.
Эффективным средством, сокращающим расход
масла, является применение поршневых масло-
съемных колец с противоугонными фасками
(рис. 1). Фаска на поршневых кольцах
выполняется под углом 10—30° резцом на токарном
станке или вручную напильником с
последующей шлифовкой. При этом в зазор кольца
вкладывают вставку шириной, равной фактическому
тепловому зазору. Кольцо устанавливают на
поршень фаской вверх.
Поршневые кольца с противоугонными
фасками применили на шести компрессорах ДАУ80,
-Z1
проработавших до этого без ремонта 7500—
9000 ч и имеющих значительные дефекты
цилиндровых втулок (задиры, овальность) и
поршневых колец (потеря упругости, износ) и зазоры
поршень — цилиндр до 0,75 мм (БМРТ «Яшма»,
«Турмалин», «Аметист»). Снижение расхода
масла в них приведено в таблице.
Компрессоры
ДАУ80
1
2
3
4
5
6
Расход масла, г/ч
до установки
колец
600
1400
400
750
375
385
после установки
колец
150
225
165
180
170
155
Рис
1. Поршневое кольцо с противоугонной фаской:
зеркало цилиндра; 2 — поршневое кольцо с фаской; а —
угол заточки фаски.
В результате использования на двух новых
обкатанных компрессорах ДАУ80 (БМРТ
«Аквамарин») поршневых колец с противоугонными
фасками расход масла сократился до 50—70 г/ч.
Применение поршневых колец с фасками,
выполненными под разными углами, позволило
установить определенную зависимость расхода
масла от угла заточки а (рис. 2).
Рис. 2. График зависимости расхода масла от угла
заточки противоугонной фаски:
1 — для новых обкатанных компрессоров; 2 — для
компрессоров с дефектными гильзами.
Угол заточки около 20° — наиболее
эффективный. Расход масла при таком угле резко
снижался и даже у компрессоров, имеющих
дефекты гильз цилиндров и поршневых колец,
приближался к норме.
Поршневые кольца с противоугонными
фасками в пределах углов 20—30° можно успешно
использовать на аммиачных прямоточных
двухступенчатых в одном корпусе компрессорах для
сокращения уноса масла из картера в аммиачную
систему.
/
/
/
/
г
/
1
|\
I
7
f
1
\%
и
п
: 1
'?
* 1
> **
*/ч
46

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК 621.565.945:637.1/.5
Рекомендации
по эксплуатации
воздухоохладителей
типа ВОП
на предприятиях
мясной и молочной
промышленности
М. Н. РОМАНОВ, К. И. ПЕНСКАЯ, В. Н. ЛОМАКИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Воздухоохладители типа ВОП — сравнительно
новое камерное холодильное оборудование.
Серийный выпуск их начат с 1968 г. заводами Мин-
мясомолпрома СССР, а с 1972 г. — заводами
других ведомств.
В настоящее время находятся в эксплуатации
около 7500 таких воздухоохладителей,
большинство из которых смонтированы на молочных
комбинатах, городских молочных заводах и масло-
сырбазах. Воздухоохладители, изготовленные в
последние три года, поставляются в основном на
мясокомбинаты для работы в камерах
термической обработки продуктов и камерах хранения
с температурой'воздуха —5-Ь + 10°С.
В течение последних нескольких лет "ВНИХИ
занимался обобщением опыта эксплуатацииТвоз-
духоохладителей ВОП. В результате сделан*
вывод о том, что не все проектирующие
организации правильно подходят к выбору этого
оборудования, а на местах не всегда правильно его
эксплуатируют.
Широкая градация воздухоохладителей по
поверхности охлаждения — от 50 до 150 м2,
два варианта компоновочных решений, оребре-
ние с различным шагом дают возможность,
учитывая в каждом случае специфику условий
работы воздухоохладителей, наиболее удачно
подобрать это оборудование.
Однако при расчете необходимой поверхности
часто упускают остальные факторы, влияющие
на работу воздухоохладителя.
При подборе воздухоохладителей,
предназначенных для термической обработки
неупакованных грузов или для работы в условиях
повышенной влажности воздуха, надо учитывать
возможность осаждения большого количества
инея на поверхности батареи. В таких случаях
поверхность (например, 300 м2) лучше набирать
из воздухоохладителей ВОП-100, а не из ВОП-150,
так как шаг оребрения воздухоохладителя
ВОП-100— 17,6 мм, в то время как в ВОП-150 —
11,3 мм.
При проектировании необходимо стремиться к
обеспечению равномерной температуры по всему
объему камеры, чтобы исключить застои воздуха,
которые могут привести к снижению
эффективности процесса термической обработки продукта
в этих местах или ухудшить условия его
хранения.
Воздухоохладители ВОП-100 и ВОП-150 при
работе создают двойной противоположно
направленный поток воздуха, который при возвращении
к воздухоохладителю объединяется на стороне
всасывания вентиляторов.
Воздухоохладители ВОП-50 и ВОП-75
выбрасывают воздух в одну сторону. Для создания
равномерного распределения температуры
воздуха по объему охлаждаемого помещения
воздухоохладители выбирают и монтируют с учетом
этих особенностей.
В случае, если суммарная тепловая нагрузка
на воздухоохладители невелика, а площадь
помещения большая, для создания равномерной
циркуляции по объему рекомендуется выбирать
воздухоохладители с меньшей поверхностью и
равномерно размещать их в камере. Например,
вместо одного воздухоохладителя ВОП-150
следует устанавливать два воздухоохладителя ВОП-
75 или три ВОП-50.
Воздухоохладители типа ВОП разрабатывали
с учетом работы на аммиаке, но опыт
эксплуатации ВОП-100 и ВОП-150 на рассоле
(Останкинский городской молочный комбинат — завод
плавленых сыров, Георгиевский городской
молочный завод и др.) дает возможность расширить
область применения этих воздухоохладителей.
Для эффективной работы воздухоохладителей
на рассоле, требуется обеспечить скорость
рассола в шлангах воздухоохладителя не менее
1,5 м/с. В связи с тем, что батарея
воздухоохладителя сделана из труб диаметром 25X2,0 мм,
необходимо следить за чистотой рассола и
применять антикоррозионные присадки.
При подборе воздухоохладителей типа ВОП,
работающих на рассоле, нужно учесть, что
теплосъем с их поверхности будет на 10%
ниже, чем теплосъем с поверхности
воздухоохладителей, работающих на аммиаке.
При выборе способа оттаивания
воздухоохладителя следует учитывать специфику его
работы. Если процесс работы воздухоохладителя
автоматизирован, то целесообразно применять
47

электрическое оттаивание. При работе
воздухоохладителя в камерах с температурой воздуха
2°С и выше, батареи оттаивают воздухом.
Воздухоохладители в этом случае могут быть
заказаны без электронагревателей.
При работе воздухоохладителей в камерах с
температурой воздуха ниже 2°С и при оттаивании
инея горячими парами аммиака или горячим
рассолом рекомендуется заказывать
воздухоохладитель без электрических нагревателей в
батарее, но с электрическими нагревателями в
поддоне для сбора талой воды. И только в случае
целесообразности использования электрического
оттаивания батареи воздухоохладителя должны
быть укомплектованы электрическими
нагревателями.
Поставка без ТЭНов снижает стоимость
воздухоохладителей, облегчает его массу, упрощает
изготовление и монтаж. При использовании
электрического оттаивания упрощается
автоматизация этого процесса.
В результате анализа данных по эксплуатации
выявились случаи, когда воздухоохладители,
работающие в камерах с минусовыми
температурами воздуха, не имели обогрева дренажной
трубы, в результате чего во время оттаивания
вода в ней замерзала и нарушалась нормальная
работа воздухоохладителя.
Дренажные трубы рекомендуется обогревать
электричеством из расчета 100 Вт на 1 пог. м
трубы. В качестве нагревателей может быть
использован провод с высоким оммическим
сопротивлением, который укладывается на
поверхность трубы *.
В целях экономии расхода энергии на обогрев
дренажного трубопровода, по возможности, без
*Гробер М. С, Фонарев 3. И.
Электрообогрев водяных трубопроводов воздухоохладителей.—
«Холодильная техника», 1972, № 2, с. 49—52.
ущерба для нормальной работы
воздухоохладителя размещать его в камере следует так,
чтобы дренажная труба была как можно короче.
В некоторых случаях/ например, при
охлаждении продуктов с высокой температурой (в
частности, колбас) наблюдается образование
конденсата на наружной поверхности поддона
воздухоохладителя во время работы. Это связано с тем,
что воздухоохладитель, работая в камере с
плюсовыми температурами и повышенной влажностью
воздуха, подключен к холодильной системе с
низкой температурой кипения (например, к
двухступенчатой холодильной установке). В
результате поддон приобретает температуру ниже
точки росы и на нем выпадает конденсат. Во
избежание этого необходимо правильно выбирать
и поддерживать температурный перепад между
хладагентом и воздухом.
При эксплуатации воздухоохладителей на
некоторых предприятиях наблюдается большая
продолжительность процесса оттаивания инея
с поверхности воздухоохладителя. Время
оттаивания находится в прямой зависимости от
количества инея, образовавшегося на поверхности,
поэтому там, где технология позволяет, нужно
проводить оттаивание как можно чаще, что
таким образом приведет к сокращению этого
процесса. В этом случае воздухоохладители с
относительно чистой поверхностью будут работать
более эффективно, а во время оттаивания
температура воздуха в камере повысится
незначительно.
Опыт эксплуатации воздухоохладителей типа
ВОП показывает, что при правильном
размещении, эксплуатации и подборе, данные
воздухоохладители — эффективное камерное
холодильное оборудование, обеспечивающее необходимые
температурные режимы воздуха и равномерное
его распределение по объему помещения, в
которых они смонтированы.
| ЛЛЛЛЛЛЛ/>уЛ/\ЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛАЛЛЛЛ^
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 469858 B1) 1931531/24-6 B2) 15 -06.73 E1) F 25 b
9/02 E3) 621.565.3 G2) В. А. НЕЦВЕТАЕВ и Ш. А. ПИ-
РАЛИШВИЛИ G1) Рыбинский авиационный
технологический институт
E4) ГАЗООХЛАДИТЕЛЬНЫЙ АППАРАТ,
преимущественно малой производительности, содержащий
подключенные к общему источнику сжатого газа и соединенные
одна с другой вихревые трубы с холодным и горячим
концами, отличающийся тем, что, с целью повышения
термодинамической эффективности, соединение каждых двух
труб выполнено между холодным концом одной трубы и
горячим другой, с вводом холодного потока по оси
горячего конца.
(И) 469862 B1) 1954553/24-6 B2) 30.07.73 E1) F 25 d
33/00; F 25 b 15/10 E3) 621.57.043 G2) А. А. СОЛОМКО,
Н. Ф. ФИТКЕВИЧ и В. М. ЭТИНГЕР G1) Всесоюзный
научно-исследовательский институт по электробытовым
машинам и приборам
E4) ГЕНЕРАТОР АБСОРБЦИОННО-ДИФФУЗИОННОГО
ХОЛОДИЛЬНОГО АГРЕГАТА, содержащий термосифон
для выпаривания крепкого раствора и частично
заполненный последним ректификатор для очистки паров
хладагента от паров абсорбента, отличающийся тем, что, с
целью повышения экономичности, ректификатор
выполнен в виде горизонтально расположенной U-образной
трубы эллипсовидного сечения, внутри которой по всей длине
расположена металлическая насадка, нижняя часть
которой размещена в крепком растворе, а верхняя — в
паровом пространстве ректификатора.

КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
УДК 001.891:621.56/.59
Научные исследования
в области холодильной
техники и технологии
Д. Н. ПРИЛУЦКИЙ
Публикуемый ниже список научных работ, помещенных
в трудах разных научно-исследовательских, учебных и
проектно-конструкторских организаций, может
представить интерес для научных и инженерно-технических
работников в области производства и применения
искусственного холода в различных отраслях промышленности и
народного хозяйства.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА
Регулирование производительности поршневых
холодильных компрессоров гидравлическим отжимом
пластин всасывающих клапанов. Златков А. И.,
Калчев К. И. (Институт холодильной техники, Народная
Республика Болгария). — «Труды ВНИИхолодмаша»,
1972, вып. 3, с. 76—97. Библиогр.: 2 назв.
Исследование непрямоточных аммиачных
компрессоров. Златков А. И., Калчев К. И. (Институт
холодильной техники, Народная Республика Болгария). —
«Труды ВНИИхолодмаша», 1972, вып. 3, с. 98—-109.
Библиогр.: 2 назв.
Исследование теплопроводности фреона-21 и фреона-14.
Геллер В.З., ПередрийВ. Г. —В кн.:
Холодильная техника и технология, вып. 19. Киев, 1974, с. 102—
106. Библиогр.: 6 назв.
Термические данные фреона-14 в состоянии насыщения.
Лагуткин О. Д., Куропаткин Е. И.,
Соколова Л. А. — В кн.: Холодильная техника и
технология, вып. 19. Киев, 1974, с. 94—98. Библиогр.:
8 назв.
Экспериментальное исследование вязкости фреона-13
и фреона-14. Иванченко С. И., Бондарь Г. Е.,
Геллер В.З. — В кн.: Холодильная техника и
технология, вып. 19. Киев, 1974, с. 98—102. Библиогр.:
12 назв.
Проблемы кондиционирования воздуха и вентиляции
в зданиях полиграфической промышленности. Михай-
л я н ц М. А. — «Труды Проектного и научн.-исслед.
ин-та по комплексному проектированию предприятий
полигр. пром-сти», 1974, вып. 5, с. 3—9.
Анализ конструкции и некоторые результаты
испытаний экспериментальных турбодетандерных агрегатов
серии ТД2 (для кондиционеров). Прохоров В. И. —
«Труды Проектного и науч.-исслед. ин-та по комплексному
проектированию предприятий полигр. пром-сти», 1974,
вып. 5, с. 131—139.
Научные исследования на кафедре тепло- и массооб-
менных процессов и систем кондиционирования в 1970—
1971 гг. Лебедев П. Д. — «Труды Моск. энерг. ин-
та», 1972, вып. 141, с. 3—10.
Методы оптимизации проектных решений систем
кондиционирования воздуха в зданиях массовой застройки.
Л е г е й д о СМ. — В сб. науч. трудов Центр, науч-
исслед. и проектно-эксперим. ин-та инж. оборудования
городов, жилых и обществ, зданий, 1973, вып. 5, с.46—57.
Нестационарные режимы работы полупроводниковых
холодильников. Серебряный Г. Л. — «Труды
Науч.-исслед. и эксперим. ин-та автомоб.
электрооборудования и автоприборов», 1973, вып. 30, с. 3—17 с табл.
Библиогр. 14 назв.
Вибрации холодильного оборудования
рефрижераторных секций. Бехтеров В. Д., Журавлев Н. П.
«Труды Моск. ин-та инженеров ж.-д. транспорта», 1972,
вып. 399, с. 108—116.
Предварительная оценка эксплуатационной
надежности автономных рефрижераторных вагонов. Е к и м о в -
с к и й И. П. — «Труды Моск. ин-та инженеров ж.-д.
транспорта», 1972, вып. 416, с. 63—74.
Задача о замерзании капли (к выбору режима работы
опреснительных установок). Кузнецов О. Ю. —
«Труды Всесоюзн. науч.-исслед. ин-та водоснабжения,
канализации, гидротехн. сооружений и инж.
гидрогеологии», 1974, вып. 45, с. 71—78.
Исследование гравитационного фильтрования как
метода сепарации кристаллов льда от рассола в технике
опреснения. Прошин Э. А. —«Труды Всесоюзн. науч.-
исслед. ин-та водоснабжения, канализации, гидротехн.
сооружений и инж. гидрогеологии», 1974, вып. 45, с. 53—
58.
Теплообмен между растущими кристаллами льда и
рассолом в кристаллизаторе опреснительной установки.
Прошин Э. А. — «Труды Всесоюз. науч.-исслед. ин-та
водоснабжения, канализации, гидротехн. сооружений и
инж. гидрогеологии», 1974, вып. 45, с. 59—70. Библиогр.:
9 назв.
Определение оптимального градиента температуры
замораживания осадка (сточных вод). Кузнецов О.Ю.
«Труды Всесоюз. науч.-исслед. ин-та водоснабжения,
канализации, гидротехн. сооружений и инж.
гидрогеологии», 1974, вып. 45, с. 194—199. Библиогр.: 6 назв.
Ниже приводятся научные работы Всесоюзного
научно-исследовательского, проектно-конструкторского и
технологического института холодильного
машиностроения.
Труды ВНИИхолодмаша, 1972, вып. 3.
Методика расчета диаграмм состояния рабочих веществ
с использованием закономерностей термодинамического
подобия. Быков А. В. (с. 3—13). Библиогр.: 5 назв.
Охлаждение электродвигателя низкотемпературного
бессальникового компрессора. Сапронов В. И. (с. 14—
36). Библиогр.: 6 назв.
О двух способах измерения осевого усилия на упорном
подшипнике холодильного турбокомпрессора.
Хорьков B.C., Егорова Е. М. (с. 37—55). Библиогр.:
8 назв.
Разработка механизированной оснастки и
оборудования для изготовления новой ребристой аппаратуры.
Сергеев О. А., Белковский И. С. (с. 56—75).
Библиогр.: 2 назв.
49

Абсорбционная водоаммиачная холодильная машина
с воздушным охлаждением конденсатора. Шмуй-
лов Н. Г., Бейлинсон И. Д., Мах лис Л. С.
(с. 110—123). Библиогр.: 3 назв.
ТРУДЫ ВНИИХОЛОДМАША, 1973, ВЫП. 4.
Теоретический анализ работы конденсатора с
воздушным охлаждением. Кроткое В. Н., Дьячков Ф. Н
(с. 3—18). Библиогр.: 2 назв.
К вопросу об оптимальном оребрении аммиачных
конденсаторов с воздушным охлаждением. Гоголин В. А.,
К р о т к о в В. Н. (с. 19—38). Библиогр.: 10 назв.
Унифицированные системы управления для
одноступенчатых поршневых холодильных машин.
Щербаков B.C., Андрианова А. А., Грузин-
цева Т. В. (с. 39—67). Библиогр.: 9 назв.
Применение статистических методов при исследовании
характеристик абсорбционной холодильной машины.
Шмуйлов Н. Г. (с. 68—86). Библиогр.: 6 назв.
Исследование и внедрение методов повышения
прочности колес аммиачных центробежных компрессоров. Ален-
цев Ю. В., Бухтер Е. 3. (с. 87—100). Библиогр.:
3 назв.
Экспериментальные исследования напряжений в
пластинах всасывающих клапанов с малым мертвым объемом.
А ф а н а с ь е в а И. А., М а р г о л и н а Ф. Г. (с. .101—
116). Библиогр.: 4 назв.
ТРУДЫ ВНИИХОЛОДМАША, 1974, ВЫП. 5.
О зависимости параметров холодильных машин от
свойств применяемых рабочих веществ. Быков А. В.,
К а л н и н ь И. М. (с. 3—22). Библиогр.: 10 назв.
О пусковом моменте поршневых холодильных
компрессоров. Н у ж д и н А. С, Хорьков В. С. (с. 23—33).
Библиогр.: 3 назв.
К вопросу исследования теплообмена при кипении
фреонов в пучках горизонтальных труб испарителей водо-
охлаждающих холодильных машин. Чистяков Ф. М.,
Фролова Н. И., Кувшинов С. Г. (с. 34—54).
Библиогр.: 18 назв.
Экспериментальное исследование воздухоохладителей.
Гачилов Т.С., Иванова В. С, Калчев К.
И. (с. 55—72). Библиогр. 7 назв.
Анализ опыта производства и применения пластинчато-
ребристой аппаратуры и перспективы ее использования в
холодильном машиностроении. Калнинь И. М.,
К рот ко в В. Н., Сутырина Т. М. (с. 73—96).
Библиогр.: 2 назв.
К вопросу энергетической эффективности
регулирования отжимом всасывающих клапанов. С у д а р -
к и н Л. А. (с. 97—112). Библиогр.: 7 назв.
К вопросу определения экономической эффективности
работы института. Санников П. И.,
Демидов В. Н. (с. 113—125). Библиогр.: 2 назв.
Исследование результатов испытаний винтового
бустер-компрессорного агрегата 5ВХ-350/2, 6A-IV.
Каны ш е в Г. А., Курья нов А. П.,
Устинов А. С, Давыдова, Н. Ю. (с. 126—138).
Библиогр.: 2 назв.
Некоторые особенности конструктивного исполнения
воздушных аммиачных конденсаторов для холодильных
установок. Гоголин В. А., Кротков В. Н.
(с. 139—162). Библиогр.: 8 назв.
• • *
Научные работы Московского высшего технического
училища имени Н. Э. Баумана, опубликованные в трудах
МВТУ «Глубокий холод и кондиционирование». М., 1974,
№ 193.
Турбодетандеры высокого давления на опорах с
газовой смазкой. Ардашев В. И., Бабичев М. С,
Мамиконянц Л. А., Семенов Л. Г.,
Фридман В. Г. (с. 3—11). Библиогр.: 3 назв.
Влияние масштабного фактора на к. п. д. микротурбо-
детандеров. Ардашев В. И., Мамиконянц Л. А.
(с. 12—18). Библиогр.: 5 назв.
Рабочие характеристики малорасходных турбодентан-
деров. Ардашев В. И., Мамиконянц Л. А.,
Филиппов В. М. (с. 19—26). Библиогр: 2 назв.
Анализ потерь в рефрижераторной криогенной системе
при рекуперативном теплообмене. Марфенина И. В.,
Б а к л а нов а В. Г., Кулик Н. А. (с. 27—38).
Библиогр.: 5 назв.
Теоретическое исследование нестационарного
температурного поля в торцовых узлах трения
низкотемпературных машин. Харитонова Л. Д. (с. 39—55).
Библиогр.: 8 назв.
Влияние основных параметров на характеристики
центростремительного турбодетандера при ускоренном
движении газа по каналам рабочего колеса.
Епифанова В. И., X м а р а Л. В. (с. 56—63).
О демпфировании автоколебаний роторов с газовой
смазкой опор при помощи магнитных, электромагнитных и
электромеханических демпферов. Пашти Ю. В.,
Евдокимов М. М. (с. 64—68). Библиогр.: 9 назв.
Двухкамерный ротационный пластинчатый вакуум-
насос. Пешти Ю. В., Ажнин М. П. (с. 69—72).
Библиогр.: 2 назв.
Истечение газа из баллона с подводом тепла из
окружающей среды. Горшков А. М., Пучини А. В.,
Никонов А. А., Масла ков В. А. (с. 73—78).
Библиогр.: 1 назв.
Эффективность холодильных газовых машин. М и -
кулин Е. И., Горшков A.M. (с. 79—84).
Библиогр.: 4 назв.
Влияние некоторых факторов на давление газа в
зазоре после сопел подшипников с газовой смазкой.
Пешти Ю. В. (с. 85—91). Библиогр.: 6 назв.
О способах вывода турбинного уравнения Эйлера. Ч и -
с т я к о в Ф. М. (с. 92—96).
Исследование цикла криогенного насоса для
вымораживания воздуха с последующим разделением.
Воронин Г. И., Архаров А. М., Алентьева О. А.,
С и т н и н Л. В. (с 97—104). Библиогр.: 5 назв.
Профилирование лопаток радиально-осевых колес тур"
бодетандеров по средним скоростям с учетом переменной
плотности таза. Епифанова В. И., Гоголи-
на И. А. (с. 105—112). Библиогр.: 4 назв.
50

Анализ газовых регенеративных холодильных циклов
с учетом переменного к. п. д. турбо детандеров.
Епифанова В. И., Тем и ров Х.А. (с. 113—120).
Библиогр.: 8 назв.
Пусковой период дроссельных систем. Суслов А. Д.
(с. 121—128).
Исследование влияния относительной величины
промежуточной полости на характеристики газовой
холодильной машины с тепловым приводом. Суслов А. Д.,
Белов В. В., Стрельцов А. Н. (с. 129—137).
Б иблиогр.: 6 назв.
Теоретический цикл газовой холодильной машины с
тепловым приводом. Белов В. В. (с. 138—146).
Библиогр.: 2 назв.
Двухкаскадные установки с запасом сублимирующего
хладагента. Б о г а ч е н к о В. Н. (с. 147—153).
Библиогр.: 3 назв.
Влияние теплопроводности стенки на процесс
теплообмена в канале. Даниленко Т.К., М и к у -
лин Е. И., Козлов В. Н. (с. 160—165).
Взаимосвязь системы теплового регулирования с
энергетической системой. Воронин Г. И., Суслов А. Д.
/с. 171—176). Библиогр.: 2 назв.
Анализ температурных полей в трехпоточных тепло-
обменных аппаратах. Суслов А. Д.,
Фролова Н. И. (с. 177—184). Библиогр.: 3 назв.
Теплообмен в сетчатых матрицах при пульсирующем
течении потока. Шевич Ю. А., Микулин Е. И.,
Власов Д. И. (с. 185—191). Библиогр.: 5 назв.
Определение оптимальных параметров
микроохладителей на турбомашинах. Епифанова В. И.,
Артамонов В. В. (с. 192—205). Библиогр.: 14 назв.
Об организации процесса адсорбции. Марфени-
на И. В., Левченко В. Я. (с 206—209). Библиогр.:
2 назв.
Методика и некоторые результаты экспериментального
исследования направляющих аппаратов малых турбо-
детандеров. Епифанова В. И., Бобраков В. Е,
Т е м и р о в X. А. (с. 210—221). Библиогр.: 5 назв.
Оптимизация расчета многоступенчатых
газоструйных установок. Коган П. А., Якушин А. Н.
(с. 223—228). Библиогр. 5 назв.
К вопросу влияния температур смешиваемых потоков
на работу струйных аппаратов. Якушин А. Н.,
Шадрин Ю. И. (с. 229—234). Библиогр.: 4 назв.
Расчет поля скоростей в неподвижных осесимметрич-
ных каналах. Ч истяков Ф.М., Потапов В. Н.
(с. 235—241). Библиогр.: 6 назв.
* * *
Научные работы Одесского технологического
института холодильной промышленности, опубликованные в
сборнике «Холодильная техника и технология» (Киев,
«Техника»), 1974, вып. 19.
Экспериментальное исследование теплообмена
судовых панельных приборов охлаждения. Ч у к л и н С. Г.,
Авдеев Е. С, К а р е в В. И., К о с т е н к о В. П.
(с. 3—7). Библиогр.: 3 назв.
Эффективность конструктивных элементов судовых
панельных приборов охлаждения. Авдеев Е.С.,
Карев В. И., Костенко В. П. (с. 8—13).
Исследование теплообмена и аэродинамического
сопротивления листоканальных судовых воздухоохладителей.
Никульшина Д. Г., Затирка И. Ф.,
Дольская В. И. (с. 13—18). Библиогр.: 6 назв.
Исследование системы охлаждения цеха синтеза
аммиака Черкасского химкомбината. Чепурненко В.П,
Русов Е. X., Лагота Л. Ф., Таранец Л. Ф.,
Б е л ь ч е н к о В. М. (с. 18—22). Библиогр.: 6 назв.
Волновое течение пленки вязкой жидкости с учетом
нелинейных касательных напряжений. Чумак И. Г.,
Кириллов В. X., Роговая С. Н., Дымов
М. Ц., Пименов А. В. (с. 23—31). Библиогр.: 4 назв.
Исследование запаздываний подачи жидкого азота в
воздухоохладитель установки программного охлаждения.
Чуклин С. Г., Старчевский И. П.,
Тонча р у к А. И. (с. 31—37). Библиогр.: 4 назв.
Исследование теплообмена при кипении фреона Ф-14
в большом объеме. Русов Е.
X.,Чепурненко В. П., Карбахалес Эктор Ремедиос
(с. 37—40). Библиогр.: 5 назв.
Испытание абсорбционной холодильной машины с
пленочным дефлегматором. Глинка Л. Я., Минкус
Б. А. (с. 40—45). Библиогр.: 5 назв.
Процесс укрепления водоаммиачного пара в пленочном
ректификаторе. Глинка Л. Л. (с. 46—49). Библиогр.:
3 назв.
Комплексный показатель качества транспортного
холодильника. Азаров А. И. (с. 49—53). Библиогр.:
4 назв.
Разработка и исследование автомобильных бензоиспа-
рительных холодильников. Азаров А. И. (с. 53—58).
Библиогр.: 6 назв.
О параметрическом ряде малорасходных
турбокомпрессоров для кондиционирования воздуха. Баренбойм
А. Б., Л а з а р е в Г. И. (с. 58—64). Библиогр.: 9 назв#
Энергетическая оценка компрессора с регулируемой
производительностью методом выравнивания
характеристики Q0—К. Лазарев Г. И. (с. 65—69). Библиогр.:
7 назв.
О выборе способов охлаждения встроенных двигателей
низкотемпературных компрессоров. Бурлак А. С.
(с. 70—75). Библиогр.: 7 назв.
Об использовании природной разности температур
морской воды для получения пресной воды и холода.
Клименко В. В. (с. 75—79). Библиогр.: 4 назв.
Определение тепловых нагрузок от различных тканей
живого организма в криохирургических аппаратах.
Небр В. А., Кабанов А. В., Ходорчук В. Я.
(с. 80—84).
Расчетные параметры термоэлектрических
кристаллизаторов. Гарачук В. К., Коршунов В. И.
(с. 84—87). Библиогр.: 3 назв.
Исследование характеристик профилированных
термоэлементов. Ольшанский СВ., Хирич И. Я.
(с. 88—90).
Исследование термоэлектрических свойств системы
Bi—Sb. Юльшанский СВ., Хирич И. Я.
(с. 91—94). Библиогр.: 7 назв.
st

Выбор и обоснование методов измерения состава
фреоновой смеси. С м"и р н о в Г. П., Кузнецов А. П.,
К о х а н с к и й А. И. (с. 106—113). Библиогр.: 6 назв.
Термодинамические свойства нижней фазы раствора
Не3—Не4 при низких температурах. Троценко А. В.
(с. 113—115). Библиогр.: 5 назв.
Коэффициент поверхностного натяжения изотопов
гелия. Мазур В. А. (с. 116—118). Библиогр.: 10 назв.
Экспериментальное исследование охлаждения
растительной продукции воздухом с температурой ниже криоско-
пической. Ж а д а н В. 3., Б а л ы к о в а Л. И. (с. 118—
124). Библиогр.: 9 назв.
Экспериментальное исследование системы активного
вентилирования и испарительного охлаждения при
хранении картофеля. Жадан В.З., Алексеева О. Н.
(с. 124—129). Библиогр.: 6 назв.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
Научные работы Ленинградского технологического
института холодильной промышленности, опубликованные в
сборнике трудов института «Холодильная обработка и
хранение пищевых продуктов». Л., 1974, вып. 2.
К развитию теоретических основ холодильной
технологии пищевых продуктов. Головкин Н. А. (с. 3—6).
Исследование изменений ферментативной атакуемости
фибриллярных белков при замораживании и хранении мяса
при отрицательных температурах. Головкин Н. А.,
Мел у зов а Л. А., Бойцов К-А.,
Шарова Н. П., Яковлева А. И., Костюкова Л. М.
(с. 6—18). Библиогр.: 18 назв.
Исследование изменений мяса при хранении в
переохлажденном состоянии. К о р ж е м а н о в а Л. А. (с. 18—
24). Библиогр.: 10 назв.
Влияние холодильной обработки и хранения на
изменение цвета мяса. Головкин Н. А.,
Кондратьев К. П (с. 25—34). Библиогр.: 18 назв.
Влияние регулируемой газовой среды на аэробную
микрофлору мяса. Седова В.В., Кондратьев К. П
(с. 34—39). Библиогр.: 3 назв.
Применение озона при холодильном хранении
пищевых продуктов. Колодязная B.C., Супони-
на Т. А., Б аирам у ков а Р. И. (с. 40—47).
Библиогр.: 35 назв.
Влияние развития микроорганизмов на содержание
нуклеотидов в мясе, хранившемся при -\-2 и —2°С. М а -
каров В. Е., Степанова Е. В. (с. 48—55).
Библиогр.: 8 назв.
Биофизические аспекты обратимости процесса
замораживания мышечной ткани мяса и рыбы.
Чернышев В. М., Серажутдинова Л. Д., Шкер-
монтоваЛ. А., Воронов Н. В., ЕвелевС. А.,
Г о р д е е в а Н. А. (с. 55—69). Библиогр.: 22 назв.
Изменение качества мороженой рыбы тунцового
промысла в процессе хранения при различных температурных
режимах. Семенов Б. Н. (с. 69—75). Библиогр.:
5 назв.
Изменение метиловых эфиров жирных кислот
сливочного масла при холодильном хранении. Э л ь -Д е м е р -
д а ш О м а р, К у з ь м и н М. П. (с. 75—79). Библиогр.:
5 назв.
Влияние замораживания на состояние воды в пищевых
продуктах и модельных системах по данным спиновой
протонной релаксации. Бабкин А. Ф.,
Серажутдинова Л. Д., Чернышев В. М. (с. 79—87).
Библиогр.: 15 назв.
Исследование свободных жирных кислот в мякоти
яблок. Кузьмин М. П., Половцева Н. П., Ан-
тоненко Л. И. (с. 88—92). Библиогр.: 12 назв.
Углеводороды поверхностного воска винограда. Ф и -
киин А.,БаневБ., Кузьмин М. П.,
Половцева Н. П., Антоненко Л. И. (с. 92—95).
Библиогр.: 4 назв.
Исследование изменений термографических и
электрических характеристик овощей в процессе холодильного
хранения. Чернышев В. М., Воронов Н. В.,
Е велев С. А., Стрельцов B.C. (с. 96—103).
Библиогр.: 7 назв.
Использование совмещенного метода добавок и
переводного множителя эмиссионной спектроскопии для
анализа растительных продуктов. Крайонова Л. С,
Евдашкин В. И. (с. 104—112). Библиогр.: 10 назв.
О переносе тепла и влаги в камерах холодильного
хранения. Ч и ж о в Г. Б., Верещагин В. А. (с. 113—
121). Библиогр.: 7 назв.
Технологические условия в камерах хранения
мороженого мяса. Верещагин В. А., Филиппов В. И.
(с. 121—125). Библиогр.: 3 назв.
Оценка и совершенствование условий холодильного
хранения овощей. Яновский СИ., Евреино-
ва B.C., Филиппов В. И., Селезнев В.Н.
(с. 125—132). Библиогр.: 3 назв.
Определение времени промерзания пластины при
несимметричных условиях отвода тепла. Головкин Н. А.,
Степанова Л. А., Юшков П. П. (с. 132—136).
Библиогр.: 2 назв.
О продолжительности подмораживания пищевых
продуктов в форме пластины с учетом зависимости количества
вымороженной воды от температуры. Г е й н ц Р. Г.
(с. 137—139). Библиогр.: 4 назв.
Аналитическое исследование замораживания яичного
меланжа в блоках. Логинов Л. И.,
Степанова Л. А., Карих Т. М.,С и в а ч е в а А. М. (с. 140—
148). Библиогр.: 2 назв.
Равновесная относительная влажность — гигротерми-
ческая характеристика пищевых продуктов. А л я м о в -
с к и й И. Г. (с. 148—152). Библиогр.: 6 назв.
Экспериментальное определение равновесной
влажности продуктов сублимационной сушки.
Алексеев Н. Г., Гуйго Э. И., Мал ков Л. С. (с. 153—
158). Библиогр.: 5 назв.
Исследование низкотемпературного замораживания,
эритроцитов крови. Гуйго Э. И., Малков Л. С.
Михнович Е. П., Недельский Г. Т.,
Рождественская М. А. (с. 158—161). Библиогр.: 6 назв.
Исследование гидродинамики виброкипящего слоя при
замораживании в нем мелкоштучных продуктов.
Герасимов Н. А., Тейдер В. А., Яковлев А. В.
(с. 161—165). Библиогр.: 4 назв.
Критериальная зависимость для определения
теплоотдачи при охлаждении мяса. Румянцев Ю. Д.
(с. 165—168). Библиогр.: 2 назв.
О периодичности оттаивания оребренных батарей
камеры хранения мороженой птицы. Лукьянов Л. Г.,
Федотов Е. Л. (с. 168—171). Библиогр.: 4 назв.
Об экономической эффективности применения
искусственного холода при хранении картофеля и овощей. Л о -
виков П. Ф., Селезнев В.Н., Трубач В. А.,
Л а в р у к К- А., Куприн Д. А. (с. 172—176).
Об оптимизации технико -экономических характеристик
камеры охлаждения мяса. Герасимов Н. А.,
Беляев СИ. (с. 176—181). Библиогр.: 5 назв.
Влияние оптимизации парка механизмов напольного
транспорта распределительных холодильников на
эффективность их использования. Гриценко Г. Н.,
Пугачев Ю. Г. (с. 181—184).
Метод расчета экономической эффективности
использования искусственного холода на холодильниках. П у -
гачев Ю. Г. (с. 184—190).
52

ХРОНИКА
УДК 658.323.8:637.1/.5
О мерах материального поощрения
для передовиков мясной и молочной
промышленности —
участников ВДНХ СССР
Постановлением ЦК КПСС, Совета
Министров СССР, ВЦСПС и
ЦК ВЛКСМ от 7 января 1974 года
№ 18 «О Всесоюзном
социалистическом соревновании работников
промышленности, строительства и
транспорта за досрочное выполнение
народнохозяйственного плана на
1974 год» установлены меры
материального поощрения для передовиков
отраслей народного хозяйства —
участников ВДНХ СССР.
К награждению могут быть
представлены только те предприятия,
организации и их передовики, работы
которых демонстрировались в
соответствующих экспозициях, выставках,
смотрах, проведенных на ВДНХ СССР
в 1974 г., и которые добились высоких
показателей в социалистическом
соревновании по отрасли.
Передовикам предприятий и
организаций мясной и молочной
промышленности для материального
поощрения наряду с дипломами Почета
выделены легковые автомобили «Москвич».
Для предприятий промышленности,
кроме дипломов Почета I, II, III
степени, выделены автобусы КАВЗ, РАФ,
автомобили УАЗ («Москвич-426»),
черно-белые телевизоры.
Для бригад, цехов и других
производственных подразделений, кроме
дипломов Почета I, II, III степени,
выделены цветные и черно-белые
телевизоры, наборы музыкальных
инструментов, наборы книг для библиотеки.
В настоящее время начата работа
по выявлению передовиков
производства и предприятий-победителей в
социалистическом соревновании —
участников ВДНХ СССР в 1974 г. —
для их материального поощрение,
которое будет проведено в 1975 г. Такое
весомое материальное поощрение в
мясной и молочной промышленности
проводится впервые.
Кандидатуры, представленные к
награждению, согласовываются в
соответствующих органах в установленном
порядке.
На 1975 г. в распоряжение
объединенной дирекции павильонов «Мясная
промышленность» и «Молочная
промышленность» также будут выделены
соответствующие материальные
ценности для поощрения участников
ВДНХ СССР — передовиков
производства и предприятий-победителей в
социалистическом соревновании в
1975 г.
Выражаем уверенность, что все
специалисты и рабочие,
рационализаторы и изобретатели, ученые и
конструкторы мясной и молочной
промышленности в ответ на заботу партии и
правительства добьются дальнейших
успехов в создании новой техники,
прогрессивной технологии, в
улучшении качества продукции и повышении
экономической эффективности
производства. Павильоны «Мясная
промышленность» и «Молочная
промышленность» со своей стороны сделают все
возможное по пропаганде
научно-технических достижений и передового
опыта, чем окажут содействие
ускорению внедрения этих достижений в
промышленность.
УДК 061.4:663.674
Семинар по производству мороженого
В мае 1975 г. в Баку состоялся
организованный Министерством мясной и
молочной промышленности СССР
Всесоюзный семинар «Увеличение
выработки и улучшение качества фасованного
мороженого, максимальное
использование плодов и ягод при его
производстве», в котором приняли участие
работники цехов и фабрик мороженого
предприятий министерств
мясо-молочной промышленности.
Семинар открыл министр мясной и
молочной промышленности
Азербайджанской ССР А. Г. Мамедов. На
семинаре было сделано 10 докладов.
Старший инженер Главмолпрома
Минмясомолпрома СССР Ф. В. Марке-
люк в своем докладе осветила
состояние и перспективы развития
производства мороженого в СССР, производство
мороженого по отдельным союзным
республикам. Было отмечено, что
концентрация производства мороженого,
осуществляемая в некоторых
республиках, позволяет повысить уровень
механизации, производительность труда,
объем вырабатываемой продукции и
ее качество.
Заместитель министра мясной и
молочной промышленности
Азербайджанской ССР Н. Д. Кулиев
охарактеризовал "состояние и перспективы
развития молочной промышленности
республики, в частности производства
мороженого, вскрыл имеющиеся резервы
для повышения производства и
улучшения качества этого продукта.
Заместитель начальника
производственно-технического управления
Министерства мясной и молочной
промышленности Молдавской ССР Н. Г.
Коновалова осветила опыт работы по
производству мороженого предприятий
Минмясомолпрома Молдавской ССР,
подробно остановившись на
деятельности рационализаторов и
изобретателей, в результате которой предприятия
имеют большой экономический эффект.
На примере Кишиневского
хладокомбината рассказала о внедрении
разработанных ВНИХИ новых видов
мороженого «Днестровское», «Столичное
молочное», «Столичное сливочное».
Заведующий лабораторией
мороженого ВНИХИ канд. техн. наук
Ю. А. Оленев в докладе сообщил о
разработках ВНИХИ по созданию
новых видов мороженого и изысканию
28
S3

сырья для его производства, о
направлениях в области
совершенствования технологии и увеличения
выпуска плодово-ягодного мороженого.
Старший научный сотрудник
лаборатории мороженого ВНИХИ Н. Д.
Зубова сделала доклад по механизации
процессов производства мороженого,
увеличению его выпуска в фасованном
виде, в котором была дана
характеристика технологических линий,
применяемых для выработки фасованного
мороженого, а также рекомендации по
эксплуатации оборудования для
выработки плодово-ягодного мороженого.
Заведующий лабораторией
микробиологических исследований ВНИХИ
канд. биол. наук Е. Л. Моисеева
сообщила об организации
микробиологического контроля и оценке качества
мороженого по микробиологическим
показателям. Было отмечено, что в
связи с введением новых, более
строгих микробиологических нормативов,
предусмотренных разработанным
ВНИХИ ОСТ 49 73—74 «Мороженое»,
роль микробиологического контроля
возрастает. Это в значительной
степени способствует выпуску продукции
высокого качества.
С опытом работы Бакинского
хладокомбината познакомил его директор
С. П. Мамедов, который остановился
на мероприятиях, проводимых
коллективом предприятия по повышению
эффективности производства, внедрению
новой техники и повышению качества
фасованного мороженого. К 1977 г.
производительность хладокомбината
достигнет 20 т/сутки. Комбинат
выпускает мороженое 29 наименований.
Внедрены разработанные ВНИХИ
новые виды мороженого «Белоснежка» и
«Молочно-бел ковое».
Рационализаторы и изобретатели Бакинского
хладокомбината проделали большую
работу, в результате чего многие «узкие»
места производства были
ликвидированы. Ежемесячно проводят Дни
качества, когда оценивают всю
выпускаемую продукцию по 10-балльной
системе.
В докладе об опыте работы Алма-
Атинского молочного комбината по
увеличению выработки фасованного
мороженого и максимальному
использованию плодов и ягод» в его
производстве заведующая лабораторией Алма-
Атинского молочного комбината
Л. И. Михеева отметила высокий
уровень механизации производства
мороженого на комбинате и хорошую
организацию труда инженерно-технических
работников по обслуживанию и
наладке технологических линий. В течение
ряда лет на комбинате успешно
эксплуатируются пластинчатые пасте-
ризационно-охладительные
установки ОПЯ-2,5 для термической обработки
смесей мороженого. Строится камера
закаливания мороженого,
производительностью 15 т/смену.
Об опыте работы фабрики
мороженого Рижского ордена Трудового
Красного Знамени молочного комбината
доложил директор фабрики К. К. Эг-
лит. За последние 5 лет объем
производства мороженого на комбинате
увеличился в 3,7 раза. Ассортимент
насчитывает 19 наименований фасованного
мороженого, в том числе новые виды
«Пингвин», «Сюрприз», «Десертное»*
«Марите». В текущем году начат
выпуск мороженого «Веема», которое
вырабатывается с использованием
сыворотки и пониженным содержанием
сахара. Заслуживает внимания опыт
Рижского молочного комбината,
организовавшего бестарную доставку
сахарного сиропа и сгущенного молока с
заводов-изготовителей в цистернах. Это
позволило снизить себестоимость
мороженого, сократить расход таро-упа-
ковочных материалов.
Главный инженер Таллинского
холодильника № 1 Н. К. Длиннов
сообщил об использовании сгущенных
сливочных и пломбирных смесей,
изготовляемых по заказу фабрики
мороженого на одном из предприятий
молочной^ промышленности. Для
приготовления смесей требуемого состава
сгущенные смеси разбавляют водой и вносят
стабилизатор. На фабрике успешно
внедряют предложение ВНИХИ о
расфасовке весового мороженого в
картонные ящики с полиэтиленовыми
вкладышами. Увеличен выпуск
мороженого, расфасованного в стаканчики
из полистирола.
Участники семинара посетили завод
сухого льда, компрессорный цех,
котельную и фабрику мороженого
Бакинского хладокомбината, где была
проведена дегустация мороженого,!
выпускаемого предприятием. Была
организована также техническая экскурсия
на Бакинский молкомбинат.
Все ценные предложения,
рекомендации и полезные начинания нашли
отражение в решении, которое было
принято участниками семинара.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 468066 B1) 1944331/24-6 B2) 26.06.73 E1) F 25 b
15/02 E3N21.575 G2) Б. А. МИНКУС, В. А. МЕНЬШИНА
и М. Э. ЛЕМБЕРГ G1) Одесский технологический
институт холодильной промышленности
E4) 1. АБСОРБЦИОННАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ
УСТАНОВКА, содержащая генератор для выпаривания крепкого
раствора, испаритель для производства холода, абсорбер
для поглощения слабым раствором паров хладагента из
испарителя, обращенный ректификатор для повышения
концентрации части крепкого раствора после абсорбера,
насос для подачи обогащенного раствора на насадку
генератора и дроссельный вентиль на линии жидкого
хладагента перед испарителем, отличающаяся тем, что с
целью повышения экономичности, на линии связи насоса
с насадкой генератора установлен дополнительный
абсорбер повышенного давления, а на линии связи
дроссельного вентиля с испарителем установлен промежуточный
сосуд, паровое пространство которого подключено к
жидкостному объему дополнительного абсорбера для
поддержания в них одинакового давления.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что дроссельный
вентиль выполнен в виде эжектора, приемная камера
которого подключена к паровому пространству испарителя.
(И) 469855 B1) 1905153/24-6 B2) 10.04.73 E1) F 25 b
1/00; G 01m 15/00 E3) 621.574:001.4 G2) В. И. ВОРОБЬЕВ
и В. М. ТИТОВ G1) Полтавский
проектно-конструкторский технологический институт
E4) 1. СТЕНД ДЛЯ ИСПЫТАНИЯ КОМПРЕССОРА
ХОЛОДИЛЬНОГО АГРЕГАТА, содержащий трубопровод с
установленным на нем редуктором для подвода к
компрессору воздуха заданного давления и последовательно
установленные на нагнетательной стороне компрессора
ресивер, стравливающий клапан и ротаметр для измерения
расхода циркулирующего воздуха, отличающийся тем,
что, с целью повышения точности испытаний, в линию
связи редуктора с компрессором включены устройство для
поддержания заданной температуры и демпферный сосуд
для обеспечения атмосферного давления всасывающего
воздуха, а в линию связи стравливающего клапана с
ротаметром последовательно включены регулируемый
дроссель и расширительный баллон для сглаживания
пульсаций проходящего через ротаметр воздуха.
2. Стенд по п.1, отличающийся тем, что устройство для
поддержания постоянной температуры всасываемого
воздуха выполнено в виде водяного термостата с
электронагревателем внутри.
54

новости
ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
УДК 621.565.9:661.97
Замораживание
пищевых продуктов
с применением двуокиси
углерода и сухого льда*
На выбор хладагента для замораживания продукта
путем непосредственного контакта влияют многие факторы,
например: доступность агента, температура
замораживания, химическое взаимодействие, капитальные и
эксплуатационные затраты, уровень автоматизации, товарный
вид замороженного продукта, качество продукта после
размораживания.
^Двуокись углерода (С02) легко доступна во многих
районах. Она является побочным продуктом во многих
химических процессах и может быть получена в большом
количестве при невысокой стоимости, например, при
производстве аммиака и переработке нефтепродуктов.
Производительность установок по выработке двуокиси
углерода как побочного продукта достигает 650 т/сутки.
Двуокись углерода обеспечивает получение
температур до —79°С и практически может применяться для
замораживания любого продукта. Одной из ее особенностей
по сравнению с другими агентами является возможность
получения любой температуры в пределах от —18 до
—79°С в соответствии с требованиями для данного
замораживаемого продукта.
При применении двуокиси углерода следует
обеспечить, чтобы возникающие химические реакции не
повредили продукту. Например, при поглощении С02 водой
получается угольная кислота, причем поглощение
увеличивается с понижением температуры.
Имеются некоторые продукты, которые при
поглощении С02 изменяют вкус. В этих случаях двуокись
углерода как хладагент применять не рекомендуется. Но
таких продуктов мало, к тому же большинство
замороженных продуктов перед употреблением разогревается и С02
при нагреве улетучивается из них.
Оборудование для замораживания с применением
двуокиси углерода дешевле, чем для замораживания в
жидком азоте, так как не применяются слишком низкие
температуры. При применении двуокиси углерода и азота
можно не устанавливать дорогостоящее оборудование для
вторичного использования хладагента, а выбрасывать его
в атмосферу. С другой стороны, так как С02 реконденси-
руется при —18°С часто экономически оправдана его
рекуперация, которая в большинстве случаев
осуществляется на 40%.
Эксплуатационные расходы при замораживании
зависят от многих факторов. Так, при замораживании тонких
продуктов (например, рубленых котлет) стоимость
хладагента составляет 3/4 цента за фунт, к тому же снижаются
усушка и эксплуатационные расходы. В каждом
конкретном случае необходим детальный анализ стоимости, но
* К. A. Leaner. —«ASH RAE Л», 1971, June
pp. 41—43. '
в общем двуокись углерода по сравнению с другими
невозвратными хладагентами является наиболее дешевой.
Замораживание с применением двуокиси углерода
происходит быстро и поэтому может применяться в
автоматических производственных линиях. Так, замораживание
рубленых котлет длится 7 мин и упаковка их
осуществляется на той же автоматической линии немедленно после
замораживания. Замораживание порционных кусков мяса
в пакетах из пленки продолжается 12 мин. Двуокись
углерода обеспечивает сохранение вкусовых качеств
продукта.
Консервирующие свойства С02 проявляются только
при температурах выше точки замерзания продуктов.
Разработан следующий метод сохранения охлажденного
мяса: в контактной морозилке с применением двуокиси
углерода куски мяса подвергаются поверхностному
подмораживанию на глубину примерно 6 мм (причем
кислород в этом слое замещается углекислым газом) и затем
упаковываются в газонепроницаемые пакеты. После
оттаивания поверхностного слоя мясо оказывается в
консервирующей атмосфере С02. Этот метод упаковки
свежего мяса показал преимущества перед обычной техникой
вакуумной упаковки.
На морозильных установках жидкая двуокись
углерода хранится в специальных резервуарах, в которые
доставляется в цистернах емкостью до 19 т. Резервуары с
жидкой двуокисью углерода работают при температуре
от —18 до —30°С, в них поддерживается давление 14—
21 кгс/см2. Резервуары снабжены специальными
холодильными агрегатами, реконденсирующими углекислый
газ, получающийся при испарении и обеспечивающими
работу системы без потерь. Следует учесть, что двуокись
углерода не может находиться в жидком состоянии при
давлении ниже 5 кгс/см2. Для того чтобы она оставалась
жидкой, замораживание необходимо было бы производить
в специальных контейнерах с избыточным давлением.
Но это оказалось неэкономичным. Поэтому замораживание
осуществляют при атмосферном давлении, а жидкая
двуокись углерода превращается при этом в газ или в снег,
в зависимости от конструкции аппарата.
На Рис- 1 показан морозильный шнек с впрыскиванием
С02. Этот аппарат успешно применяется для
замораживания частей птицы и других продуктов, которые можно
переворачивать. Шнек перемещает продукт мимо несколь-
:. 1. Морозильный шнек с впрыскиванием С02.
55

Рис. 2. Морозильный аппарат с применением С02:
/ — спиральная конвейерная лента из нержавеющей стали;
2 — пространство для обслуживания; 3 — люк для выхода
продукта; 4 — крышка люка; 5 — входная дверь; 6 —
циркуляционный вентилятор; 7 — разбрызгивающее сопло с соленоидом;
8 — коллектор жидкой двуокиси углерода; 9 — вытяжной
вентилятор; 10 — вытяжной канал; // — камера аппарата с
изоляцией типа «сэндвич» (пенопласттолщиной 15см и нержавеющая
сталь); 12 — люк для входа продукта; 13 — выходная дверь;
14 — самопищущий прибор для круглосуточной записи
температуры; 15 — пульт управления; 16 — привод конвейера с
вариатором скоростей; 17 — регулятор натяжения конвейера-
ких сопел, через которые подается снежный С02 для
непосредственного соприкосновения с продуктом, что
обеспечивает экономичную и эффективную систему
замораживания.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 469857 B1) 1942036/24-6 B2) 06.07.73 E1) F 25 b
1/04 E3) 621.514.5:621.57.012.4 G2) А. М. КОРЕНЕВ
и В. И. АРДАШЕВ G1) Московский институт народного
хозяйства им. Г. В. Плеханова
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ ВИНТОВАЯ РАСШИРИТЕЛЬНАЯ
МАШИНА, содержащая корпус с профилированным,
например в виде сопла Лаваля, патрубком для подвода газа
к роторам, имеющим входное и выходное окна,
отличающаяся тем, что, с целью повышения термодинамической
эффективности путем изменения объема патрубка и
уменьшения пульсаций давлений газа в зоне выходного окна
выполнена камера, герметично отделенная от полости
патрубка со стороны потока газа с помощью эластичной
стенки, например в виде сильфона, и соединенная каналом
с зоной входного окна.
В настоящее время для замораживания продуктов в С02
применяют аппараты, конструкция которых представлена
на рис. 2. Спиральный ленточный конвейер помещен в
изолированную камеру, в которой поддерживается любая
заданная температура от —18 до —73°С. Размеры
аппарата 3,6X3,6 м. Конвейерная лента шириной 0,5 м
имеет длину 90 м. Производительность агрегата 2000—2700
кг/ч в зависимости от толщины замораживаемого
продукта. В агрегате жидкая двуокись углерода полностью
переходит в газообразное состояние: образование снега
исключено, так как температура в камере аппарата
поддерживается выше —79°С. Конвейерная лента приводится в
движение внутренним цилиндром, вокруг которого она
обматывается, что обеспечивает равномерное натяжение
конвейера по всей его длине. Так как морозильная камера
изотермическая, то направление движения продукта по
конвейеру по отношению к движению газа не имеет значения.
Скорость движения конвейерной ленты, так же как и
температуру замораживания» можно изменять.
Так как система подачи жидкой двуокиси углерода
управляется термостатически, то потребление хладагента
находится в прямой зависимости от количества
замораживаемого продукта. Конвейерная лента подвергается
автоматической санитарной обработке ежедневно после
окончания замораживания или чаще, если это требуется.
После остановки конвейера в камере аппарата
поддерживается низкая температура, если его работа
возобновится на следующий день. В этом случае термостат
устанавливается на температуру —30°С, и она поддерживается
на этом уровне до возобновления работы. На некоторых
предприятиях аппараты используются и для
кратковременного хранения продукта, когда камеры хранения
переполнены.
Перевод И. Д. БАРУЛИНОЙ, Э. Д. ШУВАТОВОЙ
A1) 467207 B1) 1916088/25-8 B2) 11.05.73 E1) F 16 к
31/02; F 16 к 27/00 E3) 621.646 G2) А. Г. РОТЕНБЕРГ
G1) Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
E4) 1. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЙ ВЕНТИЛЬ, в корпусе
которого расположены соосно основной и
вспомогательный запорные органы и образующие совместно с
^обтекателем управляющую полость, которая связана отверстием
с проточной полостью, отличающийся тем, что, с целью
упрощения конструкции, электромагнит размещен
внутри управляющей полости и соединен с основным
запорным органом.
2. Вентиль по п.1, отличающийся тем,, что его корпус
выполнен в виде трубы, зажатой между торцовыми
обоймами с вставленными в них упругими втулками, одна из
которых является седлом основного запорного органа.
56

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 621.574.2
Новые компрессорные
агрегаты московского завода
«Компрессор»
Е. В. ЕГОРОВА, Т. И. ОСЕПЧУГОВА
московский завод «Компрессор»
Л. Л. ГЕНИН
ВНИИхолодмаш
Одноступенчатые автоматизированные компрессорные
агрегаты на базе четырехцилиндрового компрессора П110
и восьмицилиндрового компрессора П220 нового ряда
предназначены для работы на аммиаке в составе
стационарных холодильных установок в пищевой и
мясо-молочной промышленности, на распределительных
холодильниках и т. п.
Новые компрессорные агрегаты заменят ныне
выпускаемые заводом компрессоры и агрегаты. Замену
агрегатов рекомендуется производить согласно табл. 1.
Габаритные и присоединительные размеры агрегатов
А110-1, А110-2, А110-3, А110-1Р, А110-2Р приведены
на рис. 1, а, агрегатов А220-1, А220-2, А220-1Р и А220-2Р—
на рис. 1, б.
Агрегаты состоят из смонтированных на
железобетонной раме компрессора, соединенного через эластичную
муфту с электродвигателем, маслоотделителя с
устройством для автоматического возврата масла в картер
компрессора, блока приборов с прибором управления и
контроля. #
В блоке приборов размещены манометры для
визуального наблюдения за работой агрегата и приборы
автоматической защиты, подключенные к местам отбора
импульсов контролируемых параметров.
Агрегаты с индексом «Р» имеют систему
автоматического ступенчатого регулирования холодопроизводитель-
ности методом электромагнитного отжима всасывающих
клапанов в пределах 100—75—50—25%. Эти агрегаты
дополнительно комплектуются блоком регулирования,
который монтируется отдельно от агрегата.
Система автоматики остальных агрегатов
обеспечивает двухпозиционное регулирование холодопроизводи-
тельности путем автоматического пуска — остановки
компрессора.
Цилиндры компрессоров охлаждаются водой.
Диапазон работы агрегатов по температурам кипения и
конденсации с учетом установленной мощности
электродвигателя определяются данными табл. 2 и графиками,
представленными на рис. 2. Разность между давлениями
нагнетания и всасывания не должна превышать 17 кгс/см2,
а температура нагнетаемого пара 160°С.
Таблица 1
Спецификационный
режим работы

Температура
кипения,
°С
+5
—15
—15
+5
—15

Температура
конденсации,
°С
+35
+30
+30
+35
+30
Новое оборудование
Марка
А110-1
А110-1Р
А110-2
А110-2Р
А110-3
А220-1
А220-1Р
А220-2
А220-2Р
Наименование,
которое будет
присвоено
изделию после
внедрения единой
системы
обозначений
А110-7-0
А110-7-1
А110-7-2
А110-7-3
1А110-7-2
А220-7-0
А220-7-1
А220-7-2
А220-7-3
Холодопро-
изводитель-
ность на спе-
цификацион-
ном режиме,
тыс. ккал/ч
280
120
80
570
230
Оборудование, подлежащее
замене
Марка
АВ100/2Д
АВ100/1Д
АВ100/А
АВЮО/ЗД
АВ100/4Д
АВ100/А-720
АУ200/2Д
АУ200/4Д
АУ200/1Д
АУ200/ЗД
АУ200/А
Холодопроизво-
дительность на
спецификацион-
ном режиме,
тыс. ккал/ч
232
100
75
470
350
200
150
200
57

Вид А
ч
с
ч
и ^ -
1
7
Параметры
Холодильный агент
Холодопроизводительность, тыс.
ккал/ч
Эффективная мощность, кВт
Спецификационный режим работы
по температурам, ° С
кипения
конденсации
всасывания
переохлаждения
Диапазон работы агрегата по
температуре кипения, °С
Число цилиндров компрессора
A110-l| А110-1Р
280
53
+5
+35
+ 10
+30
+54—15
Марка агрегата
А110-2| АП0-2Р
120
39
—15
+30
—10
+25
1 .... f ¦-•
—15ч—30
4
AI10-3
Аммиак
80
26
—15
+30
—10
+25
+54—30
A220-l| A220-1P
570
112
+5
+35
+10
+30
+5-f—15
Таблица 2
А220-2| А220-2Р
230
78
—15
4-30
—10
+25
—15-^—30
8
58

Рис. 1. Габаритные и присоединительные размеры агрегатов А110-1, А110-2, А110-3, А110-1Р и А110-2Р (а)
и агрегатов А220-1, А220-2, А220-1Р и А220-2Р (б):
1 — блок приборов с прибором управления и контроля УК-74; 2 — вентиль для заправки масла; 3 — линия нагнетания Dy 65;
4 — линия всасывания D 100; 5 — выход и вход воды ?>у 10; 6 — блок регулирования ШИЕ 8800-ООБЗ для А110-1Р, А110-2Р,
А220-1Р и А220-2Р; 7 — крепление агрегата к фундаменту; 8 — рама агрегата; 9 — подливка фундамента; 10 —
фундамент; 11 — разметка фундамента.; 12 — линия нагнетания Dy 100; 13 — линия всасывания Dy 125.
Продолжение табл. 2
Параметры
Расположение цилиндров
Диаметр цилиндра, мм
Ход поршня, мм
Трубопровод всасывающий, DY мм
Трубопровод нагнетательный, Dy
мм
Смазочное масло (ГОСТ 5564—66)
Количество заправляемого в
картер компрессора масла, кг
Расход смазки, кг/ч
АПО-1
Марка агрегата
А110-1Р
АПО-2
А110-2Р
А110-3
V-образное, развал 90°
A220-l| A220-1P
А220-г| А220-2Р
V-образное, развал 45°
115
82
100
65
125
100
ХА23 или ХАЗО
14
0,06
20
0,085
59

Продолжение табл. 2
Параметры
Расход охлаждающей воды, м3/ч
Диаметр сальникового ввода d,
дюйм труб
Гидравлическое сопротивление
водяной полости компрессора, мм
рт. ст.
Электродвигатель асинхронный,
трехфазный, переменного тока, с
короткозамкнутым ротором, ГОСТ
183—66
Мощность, кВт
Частота вращения ротора, об/мин
Напряжение питания, В
Масса, кг
электродвигателя
агрегата на железобетонной
раме
Линейные размеры,
М
К
Длина шатуна, мм
Радиус кривошипа, мм
Угол заклинивания кривошипа
Максимальное значение
неуравновешенных сил инерции второго
порядка, кг
горизонтальные составляющие
вертикальные составляющие
Расстояние от чистого пола до оси
вала компрессора, мм
Монтажная длина Lj, мм
Длина агрегата L, мм
Марка агрегата
А110-1
А110-1Р
А110-2
А110-2Р | А110-3
0,5
2'/*
21'*
150
АОП2-91-4 -
75
1480
АОП2-82-4
55
1470
АОП2-82-6
40
980
220/380
2365
530
2375
1210
372
2250
415
2260
405
2250
1155
335
А220-1
А220-1Р |а220-2
А220-2Р
1,0
з1/*
21'.
300
A3-315S1-4
132
1470
380/660
2690
680
2710
1260
407
АОП2-92-4
100
1480
220/380
2660
640
2680
1210
372
260
41
180°
112
148
59
| 700
2910
2275
2835
2835
2200
3075
2365
3100
2390
В табл. 3 указан комплект поставки агрегата.
Все агрегаты укомплектованы приборами
автоматической защиты, которые отключают электродвигатель
при повышении давления нагнетания выше заданного,
при уменьшении разности давлений масла в системе
смазки компрессора и картере, при повышении
температуры нагнетания.
Агрегаты требуют периодического наблюдения.
Монтаж на фундаменте следует производить в соответствии с
инструкцией по монтажу и обслуживанию А110— 1.000 ТО.
Новый ряд компрессорных агрегатов имеет высокую
степень унификации. Присоединительные размеры рамы
к фундаменту для всех типов агрегатов одинаковые.
60

Таблица 3
Наименование
Агрегат компрессорный
согласно сборочному
чертежу
Станция управления на
рабочее напряжение
380 В, напряжение
цепи управления 220 В
Блок регулирования
Термометр
сопротивления платиновый
Элементы крепежа к
фундаменту
Комплект ЗИП к
холодильному компрессору
Комплект ЗИП к
комплектующим изделиям
согласно ведомостей
заводов-изготовителей
Комплект
эксплуатационных документов
согласно ведомости
Обозначение
А110.000
—01
—02
—03
—04
А220.000
—01
—02
—03
БУ5120-ЗЗГ2 номин.
ток 150А
БУ5120-ЗЗГ2Б номин.
ток 120А
БУ5120-23Г2 номин.
ток 80А
Б У 5120-43Г2 номин.
ток 250А
БУ5120-43Г2А номин.
ток 200А
ШИЕ 88'00-ООБЗ
ТСП 6097
СТПО514-316/02—73
Ш10-71.0003И
П220-71.0003И
А110-1. 000ЭД
А220-1. 000ЭД
Количество на агрегат
А110-1
1
1
—
—
—
—
—
А110-1Р| АИО-2
1
1
—
—
—
1
1 "
1
1
—
—
—
—
А110-2Р
1
1
—
—
1
А110-3
1
—
1
—
—
1
А220-1
1
—
—
1
—
—
A220-IP
1
—
—
1
1
1
А220-2
1
' —
—
—
1
—
—
А220-2Р
1
—
—
—
i
!
i
1 4
1
—
1
1
—
—
1
1
—
1

кВт
350
Go §
I
V 300
300 \
250\
200 \
150
100
250
200
150
WO
50
50 У
l
Ш
f/
h = 25°
i_ 30 ^
35^
45-
45.
/,
?
; j
W
'/
1
ill
Ik
f\
1
so
50
kO
30
4-
у
J5
^
-JO -25 -20 -15 -10 -5 0 5 SO -25 -20 -15 -10-5 0 5
i °n t '3
h* c 0'
a
кВт
750\
650\
600\
55o\
500\
Щ
ш\
350 j
300
250 j
200 \
150'
100 '
62
•0
' и
3
0
0>H
r_j
-#7 -# -Я7 -15 -10
30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5

а тысшф
250
'200
150
/00
/50
/00
50
^
щ
Ч„=25'С\
^40
^45
50
-30 -25
-20 -15
-W
О S
t0fO
Рис. 2. Зависимость холодопроизводительности Q0 и эффективной мощности Ne на валу
компрессора от температуры кипения при различных температурах конденсации для
агрегатов:
а — АПО-1, А! 10-2, А110-1Р, А110-2Р; б — А220-1, А220-2, А220-1Р, А220-2Р; в— А110-3
(/г=970 об/мин).
РЕФЕРАТЫ
УДК 621.57-9
Те хнико-экономические показатели низкотемпературных
холодильных машин. БЫКОВ А. В., «Холодильная
техника» , 1975, № 9.
Определены технико-экономические показатели
низкотемпературных одно- и двухступенчатых холодильных
машин при работе на фреонах-22, 502 и 13В1. Дан анализ
соотношений составляющих удельных приведенных
затрат для этих машин, показано влияние энерго- и
материалоемкости на полные удельные приведенные затраты.
Рассмотрена весьма эффективная каскадная схема на фре-
оне-13В1 в нижней ветви и фреоне-12 — в верхней.
Полученные данные по экономической эффективности с
учетом исследований эксплуатационных свойств
холодильных машин на различных агентах позволили сделать
выводы о рациональных областях применения
низкотемпературных одно- и двухступенчатых и новых схемных
решений низкотемпературных машин в диапазоне
температур кипения от —25 до —70°С.
Иллюстраций 7. Список литературы — 7 названий.
УДК 621.565.945:629.12
Судовой низкотемпературный фреоновый
воздухоохладитель. ДОРОШ В. С, КУЗНЕЦОВ Д. А., МАЦОВ В. И.
«Холодильная техника», 1975, № 9.
Приведены результаты эксперимента по определению
коэффициента теплоотдачи при кипении фреона-22 в
горизонтальной трубе при температурах кипения —18
и —37°С. Полученные данные использованы при
создании судового низкотемпературного фреонового
воздухоохладителя, предназначенного для работы в системе
воздушного охлаждения рефрижераторных трюмов.
Описана конструкция и указаны основные характеристики
воздухоохладителя.
Таблиц 2. Иллюстраций 5. Список литературы— 7
названий.
УДК 621.565.83
Быстродействующие термоэлектрические микроохладители.
НАЕР В. А., СОЛОМЯНИКОВ А. Д. «Холодильная
техника» , 1975, № 9.
Приведены результаты экспериментального исследования
быстродействующих одно- и двухкаскадных
микроохладителей. Показано, что разность температур А?=100°С
может быть достигнута за 2—2,5 с.
Иллюстраций 3. Список литературы — 4 названия.
УДК [621.574.3]:66.015.64
О допустимом уровне шума встраиваемых герметичных
холодильных агрегатов торгового типа. ТИХОМИРОВ
В. А., ЯКОБСОН В. Б., ЧЕКРЫЖОВ А. И.
«Холодильная техника» , 1975, № 9.
Приведены сравнительные шумовые характеристики
герметичных холодильных агрегатов с поршневыми и
ротационными компрессорами, дан анализ источников
образования шума и влияния на его значения холодильного
агента и режима работы агрегата. Показаны шумовые
характеристики зарубежных образцов компрессоров малой
холодопроизводительности и даны сопоставления шума
отечественных и зарубежных вентиляторов и их
приводных электродвигателей. Рекомендованы нормы шума
встраиваемых агрегатов, их компрессоров, вентиляторов
и приводных электродвигателей вентиляторов.
Таблиц 3. Иллюстраций 5. Список литературы — 4
названия.
УДК 661.973:621.575.3
Производство сжиженной двуокиси углерода с помощью
абсорбционной аммиачной холодильной машины,
использующей тепло дымовых газов. ДАНИЛОВ Р. Л., ТАРА-
СЕНКО Л. А., ВЕЛИЧАНСКИЙ А. Я., БРУШТЕЙН
А. Н., «Холодильная техника» , 1975, № 9.
Имеется возможность получения холода для
конденсации С02 при производстве газообразной, жидкой и
твердой двуокиси углерода по схеме среднего давления и
отрицательной температуре путем использования тешт
технологических дымовых газов с помощью аммиачной
абсорбционной холодильной машины (АХМ).
Гипрохолодом совместно с ВНИХИ разработан проект
углекислотной станции производительностью 10 т/сутки
с использованием бросового тепла дымовых газов в АХМ.
При этом годовая экономия на эксплуатационных
затратах составляет 15 тыс. руб., а капитальные затраты
снижаются на 20%.
Иллюстраций 4. Список литературы — 3 названия.
УДК 621.565:639.068
Морозильная установка рыбообрабатывающей базы
«ВАСИЛИЙ ЧЕРНЫШЕВ». ВОЗАКОВ Ю. Г.,
«Холодильная техника» , 1975, № 9.
Описан механизированный с проталкиванием блок-форм
горизонтально-плиточный морозильный аппарат.
Приведены результаты промысловых испытаний морозильной
установки с механизированными горизонтальио-плиточ-
63

ными морозильными аппаратами. По результатам
испытаний морозильная установка принята в эксплуатацию.
Таблиц 1. Иллюстраций 2.
УДК [62-55:533.275]:628.84.56
Регуляторы влажности для автоматизации систем
кондиционирования воздуха. ДАВЫДОВ Ю. С, КАМЗОЛ-
КИНА Е. В., «Холодильная техника» , 1975, № 9.
Приведены сравнительные технические характеристики,
недостатки и преимущества различных современных
отечественных и зарубежных регуляторов относительной
влажности воздуха с датчиками. Проанализирована их
работа и даны рекомендации по применению в САР
кондиционирования воздуха.
Иллюстраций 1. Список литературы — 2 названия.
УДК 536.24:621.56/.57
Экспериментальное исследование теплообмена при
кипении аммиака в вертикальных кольцевых каналах.
ДАНИЛОВА Г. Н., МАЛЮГИН Г. И., МАЛКОВЛ. С.
«Холодильная техника» , 1975, № 9.
Проведено исследование теплообмена при кипении
аммиака в вертикальных кольцевых каналах. Получено
увеличение теплоотдачи в 3—5 раз по сравнению с кипением в
вертикальной трубе и в кожухотрубном испарителе.
Найдены значения оптимального уровня заполнения
испарителя жидким аммиаком.
Таблиц 1. Иллюстраций 4. Список литературы — 11
названий. ,
УДК 621.57.044:536.2
О коэффициенте теплопередачи в аммиачных
конденсаторах. МИРМОВ Н. И., ЕМЕЛЬЯНОВ Ю. В.
«Холодильная техника» , 1975, № 9.
Проведен анализ коэффициента теплопередачи в
аммиачных конденсаторах. Основным фактором, снижающим
коэффициент теплопередачи, является присутствие воздуха
в конденсирующемся паре. Показано, что принимаемое
для расчета теплопередачи термическое сопротивление
слоя масла сопоставимо с термодиффузионным
сопротивлением воздуха.
Иллюстраций 3. Список литературы — 8 названий.
УДК [637.133.1:664.8.037]:661.92.001.2
Метод расчета усушки при охлаждении и замораживании
пищевых продуктов в воздухе.ЧИЖОВ Г. Б.
«Холодильная техника» , 1975, № 9.
Изложен метод расчета усушки при охлаждении и
замораживании пищевых продуктов в воздухе, основанный на
предложении Ф. Леви. Приведены сведения о
результатах сопоставления расчетных и опытных данных.
Описанный метод дает более близкое соответствие расчета с
опытом, чем методы, обычно применяемые в холодильной
технике.
Список литературы — 3 названия.
УДК 637.5'6/'64
Исследование удельной теплоемкости и энтальпии
свинины. ЛАТЫШЕВ В. П. «Холодильная техника» , 1975,
№ 9.
На адиабатической калориметрической установке
экспериментально исследована удельная теплоемкость свинины
в зависимости от содержания в ней воды и жира в
диапазоне температур от 213 до 317 К- Рассмотрен вариант
аналитического описания опытных данных в зависимости от
состава, температуры и удельной теплоемкости
ингредиентов на основе закона аддитивности. По полученным
зависимостям рассчитаны удельная теплоемкость,
энтальпия и количество вымороженной воды для бескостной
свинины (мясной и жирной) при температурах от 200 до 320 К.
Проведено сравнение расчетных данных с литературными.
Таблиц 2. Список литературы — 8 названий.
УДК 621.642.17:621.565
Устройство для присоединения баллонов к
наполнительным станциям. КАРАМАЗИН А. В. «Холодильная
техника» , 1975, № 9.
На Светлогорском заводе искусственного волокна
изготовлено не сложное по конструкции специальное
устройство для присоединения баллонов к наполнительным
станциям. Устройство позволило исключить трудоемкие
и опасные операции при заполнении системы хладагентом
из баллонов и наполнении их из системы, а также
повысить производительность труда.
Иллюстраций 1.
УДК 665.521.5:621.512.5
Способ снижения расхода смазочного масла в
двухступенчатых компрессорах. ЖИЛУНОВИЧ А. Т. «Холодильная
техника» , 1975, № 9.
Описан способ снижения расхода смазочного масла в
двухступенчатых компрессорах типа ДАУ. Применение
поршневых колец с противоугонными фасками в пределах
углов 20—30° позволяет значительно сократить расход
смазочного масла.
Таблиц 1. Иллюстраций 2.
На первой странице обложки: Агрегатированная холодильная машина ХМ1-20 для кондиционирования воздуха
в камерах созревания сыра.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Д-р техн. наук В. Ф. Лебедев (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора),
Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, А. В. Быков, П. В. Васильев, И. М. Гиндлин, д-р техн.
наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, д-р техн. наук, проф. Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов, М. М. Позин,
A. Н. Сергиенко, д-р техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко, д-р техн. наук, проф. А. П. Шеффер, д-р техн. наук
B. Б. Якобсон.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Т 08755. Сдано в набор 31/VII 1975 г. Подписано в печать -26/VIII 1975 г. Объем 4 печ. л.
Уч.-изд. л. 7,64. Формат 84X108Vie. Тираж 16695 экз.
Усл. печ. л. 6,72.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12.
Телефон 216-86-73
Заказ 1706
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли г. Чехов Московской области