57.041.001.4
Результаты ресурсных испытаний фреоновых холодильных компрессоров
Э. М. БЕЖАНИШВИЛИ, В. И. СМЫСЛОВ, М. П. КАШКИН, М. А. МАЛАХОВА
ВНИИхолодмаш
А. В. МИШИН, В. Н. ЯКОВЛЕВ
Мелитопольский завод холодильного машиностроения им. 30-летия ВЛКСМ
Мелитопольским заводом холодильного
машиностроения им. 30-летия ВЛКСМ совместно с
ВНИИхолодмашем проведены испытания ряда
выпускаемых заводом фреоновых холодильных
компрессоров в целях исследования процессов
изнашивания деталей, определения их ресурсов
и показателей долговечности и безотказности
компрессоров в целом.
На стенде типа «паровое кольцо», отвечающем
требованиям ГОСТ 13019—67, было испытано
шесть компрессоров, из них два
двухцилиндровых компрессора ФВ6, отличавшихся
количеством проработанных часов A8,5 и 7 тыс. ч), три
четырехцилиндровых компрессора 2ФУБС12М
A5, 5 и 15 тыс. ч наработки) и один
восьмицилиндровый компрессор ФУУБС25 G тыс. ч
наработки). Компрессоры непрямоточные, диаметр
цилиндра 67,5 мм, ход поршня 50 мм, частота
вращения 1440 об/мин. Холодильный агент —
фреон-12, масло ХФ12-18.
Компрессоры 2ФУБС12М и ФУУБС25
испытывали в соответствии с «Типовой методикой
Таблица 1
Сопряжения
Гильза — поршень
Гильза—кольцо
компрессионное (тепловой зазор)
Баббитовая заливка
нижней головки шатуна—
коленчатый вал
Бобышка поршня—палец
Втулка верхней головки
шатуна—палец
Пластина
нагнетательного клапана—седло
Номинальный
размер
сопряжения, мм
67,5
67,5
42,0
19,85
19,85
—
Скорость
скольжения, м/с
2,4
2,4
3,2
1
0,15
—
Давление,
кгс/см*
1,8
2,8
2,5
47,6
65,0
—
Материал детали
Чугун С421-40
Сплав алюминиевый*
Чугун С421-40
Чугун специальный
Баббит Б83
Сталь 45
Сплав алюминиевый
Сталь 45
Бронза БрОСЦ-4-4-2,5
Сталь-45
Сталь 70С2ХА
Сталь 45
Твердость
трущейся
поверхности
детали
НВ-190
—
НВ-190
HRb-110
—
HRc-55
—
HRc-60
НВ-130
HRc-60
HV-610
HRc-29
Шероховатость
трущейся
поверхности
детали
V9
V8
V9
V6
V7
V9
V8
VI2
V8
У12
V9
VlO
Смазка
Разбрызгиванием
Разбрызгиванием
Принудительная
Разбрызгиванием
Разбрызгиванием
* Вторые строки здесь и далее (см. также и в табл. 2) относятся ко вторым деталям сопряжений.
7
ресурсных испытаний поршневых холодильных
компрессоров», разработанной
ВНИИхолодмашем, при температурах кипения 5° С,
конденсации 40° С, всасывания 15° С. Испытания
компрессоров ФВ6 проводили по программе,
разработанной заводом, при температурах кипения
—15° С, конденсации 30° С, всасывания 15° С.
Режимы испытаний близки к эксплуатационным
для этих типов компрессоров.
Компрессоры ФВ6 и ФУУБС25 серийные,
соответственно сальниковые и бессальниковый.
Компрессор 2ФУБС12М является
модернизированным вариантом серийно выпускаемого
бессальникового компрессора ФУБС12 и
отличается от базовой модели повышенным пусковым
моментом электродвигателя и некоторыми
конструктивными изменениями, не отражающимися
на процессах изнашивания деталей в
сопряжениях.
Характеристики трущихся деталей приведены
в табл. 1.

В процессе испытаний измеряли холодопро-
изводительность и потребляемую мощность
компрессоров, вели учет отказов, а также с
определенной периодичностью по общепринятой
методике проводили микрометрические измерения
трущихся деталей в нескольких ровноудаленных
сечениях и в двух взаимно перпендикулярных
плоскостях (погрешность измерений не более
0,005 мм).
У компрессоров 2ФУБС12М внезапных
отказов не было. Компрессор ФУУБС25 отказал
пять'раз: один раз из-за самоотвинчивания
болта крепления всасывающего клапана и четыре
раза из-за пластин нагнетательного клапана,
две из которых сломались, а две достигли
предельного износа, равного половине их толщины
(в компрессоре всего 16 пластин). По последней
причине при ревизиях после 4500 ч работы
были заменены еще восемь пластин
нагнетательных клапанов. Величина предельно
допустимого износа пластин нагнетательного клапана
установлена на основании экспериментальных
данных, показывающих, что после износа, равного
половине толщины пластины, частота их
поломок резко возрастает.
По результатам микрометрических измерений
построены совмещенные графики изнашивания
деталей пар трения (рис. 1), позволяющие
проследить за изменением во времени абсолютной
величины зазора в данном сопряжении и
определить скорости изнашивания трущихся
деталей.
Полученные значения скоростей изнашивания
деталей бессальниковых компрессоров были
подвергнуты статистической обработке в
соответствии с методикой [1 ]: оценена возможность
использования резко выделяющихся значений с
помощью критерия Грэббса (процент отброшенных
резко выделяющихся значений не превышал 5 %);
построены гистограммы опытных распределений
и установлены виды теоретических
распределений, описывающие их наилучшим образом (по
критериям согласия)..
На рис. 2 приведена гистограмма опытного
распределения скоростей изнашивания
компрессионных колец.
Скорости изнашивания компрессионных колец,
а также пластин нагнетательных клапанов
подчиняются нормальному закону распределения.
Для большинства же трущихся деталей опытные
распределения в периоды приработки и
установившейся скорости изнашивания
аппроксимируются теоретическим распределением Вейбул-
ла, характеризующимся тем, что математическое
ожидание (средняя) скоростей изнашивания
сдвигается по полигону влево, т. е. в сторону
меньших значений, предопределяя увеличение
средних ресурсов трущихся деталей.
Д,мкм\
32
2<+
®\
8
О
0,2
о,б\
щ
S,MM
]
Г7
i
,з
1*чё^2
^
щ^
3
' J
2Я
7
L/
?^
1
Ч
2
о
7/
о
— J^-^?
Тз
—'—т
Т}тыс.ч\
Д,мЩ
А/ж
Рис. 1. Износ деталей в сопряжениях:
а — гильза — компрессионное кольцо; б — втулка верхней
головки шатуна — палец; в — нижняя головка шатуна *—
коленчатый вал; / — компрессор ФУУБС25; 2, 3, 4 —
компрессоры 2ФУБС12М, проработавшие соответственно 15, 5 и 15 тыс. ч;
5 — компрессор ФВ6; А — износ гильзы, мкм; S —
тепловой зазор поршневого кольца, мм.
8

WO с,мпм/тыс.ч
50 | 60с,мкм/тыся
Рис. 2. Гистограмма распределения скоростей изнашивания компрессионных колец:
период приработки; б — период установившейся скорости изнашивания; f — частость скоростей изнашивания; с —
скорость изнашивания; с — верхняя толерантная 90%-ная граница скорости изнашивания; с^
(средняя) скорости изнашивания.
математическое ожидание
Таблица 2
Сопряжения и детали
Гильза—поршень
Вкладыш нижней головки*
шатуна—коленчатый вал
Баббитовая заливка
нижней головки
шатуна—коленчатый вал
Бобышка поршня—палец
Втулка верхней головки
шатуна—палец
Кольцо компрессионное
(тепловой зазор)
Кольцо маслосъемное
(тепловой зазор
Пластина нагнетательного
клапана
Среднестатистический
начальный зазор, мкм
78
45
50
Натяг
4
7,5
470
520
—
Предельно
допустимый зазор, мкм
350
120
120
7.5
50
2500
2500
—
Период приработки
длительность
периода, тыс. ч
0,2
—
0,2
—
0,2
—
—
0,5
0,5
0,2
0,5
0,5
—
математическое
ожидание
средней скорости
изнашивания,
мкм/тыс. ч
20,5
—
42,5
—
33,3
—
—
4,5
4,0
4,96
506,0
513,0
—
толерантная
90%-ная
граница скорости
изнашивания,
мкм/тыс. ч
51,7
—
82,2
—
80,4
—
—
10,9
9,65
11,4
798,6
880,0
—
Период
установившейся скорости
изнашивания
математическое
ожидание
(средняя) скорости
изнашивания,
мкм/тыс. ч
2,01
1,63
1,62
0,47
1,4
0,6
0,72
0,51
0,74
1,21
40,0
37,15
31,2
толерантная
90%-ная
граница скорости
изнашивания,
мкм/тыс. ч
3,42
3,94
3,32
0,96
3,2
1,23
1,8
1,17
0,96
2,4
54,3
54,9
43,4
Ресурс сопряжения,
тыс. ч
средний
62,7
31,8
31,3
58,9
17,1
44,9
46,7
8,1
90%-ный
35,2
13,6
12,0
23,0
11,3
30,8
28,5
5,7
* Только для восьмицилиндровых компрессоров.
Расчет ресурсов сопряжений (табл. 2) про- где
веден по формуле
Ьпр — предельно допустимый зазор в
сопряжении, мкм;
S0 — начальный зазор в сопряжении, мкм;
Т =
(S
пр-
• S0) — а — b
С1УСТ + <?2УСТ
а = (с1Пр"
Ь = (с2Пр •
-ciycT)V>
- с2уст*) ^2»
9

cinp, с2Пр — скорости изнашивания 1-й и 2-й деталей
сопряжения в период приработки,
мкм/тыс. ч;
?iycT, ^2уст — то же, в период установившейся скорости
изнашивания, мкм/тыс. ч;
т1? т2 — длительность периода приработки 1-й и
2-й деталей, тыс. ч;
При расчете ресурсов использованы значения
скоростей изнашивания, соответствующие
90 %-ным толерантным границам (получаемые
значения ресурсов имеют не менее 90% деталей).
Необходимость обеспечения столь высокого
уровня безотказности компрессоров по
постепенным отказам обусловлена тем, что компрессоры
испытывавшегося типа являются
необслуживаемыми и отказ компрессора вызывает длительный
простой всего холодильного оборудования.
Необходимо отметить, что выработка ресурса
не означает замены обеих деталей в сопряжении.
Заменить можно только одну деталь, например
вкладыш шатуна в сопряжении: вкладыш
нижней головки шатуна — коленчатый вал, скорость
изнашивания которой существенно выше.
Построенная на основе рассчитанных 90 %-ных
ресурсов и в соответствии с основными
положениями работы [2] структура ремонтного
цикла представлена ниже:
Наработка,
"СМОНТ ТЫС Ч
Малый 5
Средний 10
Малый 15
Средний 20
Малый 25
Капитальный 30
В результате проведенных испытаний
выявлен ряд закономерностей изнашивания
трущихся деталей в сопряжениях.
с$,мкм/тыс. ч
с3,мкм/тыс.ч\
75 /00 S0>mkm
а
С5)мм/тысА
д о опт
с8,мкн/тьА
20 30 W 50 60 70 80S0yMHM
д
'о опт
1Z 15 18 Z1SQ,MKM
5
20 30 40 50 60 70 80 50,S0yMKM
Рис. 3. Зависимость скорости роста зазора от величины начального зазора в сопряжениях!
а — гильза — поршень; б — втулка верхней головки шатуна — палец; в — вкладыш нижней головки шатуна — коленчатый
вал; г — баббитовая заливка нижней головки шатуна — коленчатый вал; cs — скорость роста зазора сопряжения; S „ —
средний фактический начальный зазор в сопряжении; S 0иерт — начальный зазор в сопряжении по чертежным допускам; 5оопТ —
оптимальный начальный зазор; цифры у кривых указывают количество опытных данных, по которым определены средние
знгчения скоростей.
ю

Периоды приработки трущихся деталей в
сопряжениях составляют от 200 до 500 ч (в
зависимости от материалов, начального зазора в
сопряжении, чистоты поверхности деталей и т. д.).
Средние скорости изнашивания в период
приработки в 3—20 раз выше, чем в период
установившейся скорости изнашивания.
Отношение максимальной скорости
изнашивания к минимальной в ряде случаев достигает
8:1, что отмечалось ранее при исследованиях
изнашивания аналогичных механизмов [3].
Средние скорости изнашивания гильз в
плоскости качания шатуна, втулок верхней
головки шатуна вдоль оси шатуна и бобышки
поршня в плоскости, проходящей через ось симметрии
поршня, соответственно в 1,5; 2 и 2 раза выше,
чем в перпендикулярной плоскости.
На рис. 3 показаны зависимости скорости
роста зазора в сопряжениях в период
приработки от начального зазора.
Как видим из рис. 3, существует оптимальное
поле начального зазора, в котором скорость
изнашивания минимальна. Испытания показали,
что в ряде случаев начальные зазоры
находятся вне этого поля, так как не соответствуют
допускам на изготовленные детали.
Холодопроизводительность компрессоров
2ФУБС12М изменяется следующим образом.
Вначале (примерно до 3 тыс. ч) она
увеличивается вследствие приработки клапанов и пары
трения гильза—поршневое кольцо, затем
снижается по мере увеличения износа деталей (в том
числе клапанов) и перетечек паров и к 10 тыс. ч
наработки составляет примерно 95% от
установленной в начале испытаний.
Потребляемая мощность постепенно падает,
что в начальный период объясняется
уменьшением трения в результате приработки деталей,
а в последующий период — уменьшением
количества сжимаемого пара от увеличения
перетечек через клапаны и поршневые кольца.*
Электрическая удельная
холодопроизводительность увеличивается к 3 тыс. ч наработки
примерно на 9%, а затем постепенно уменьшается.
В конце испытаний компрессора ФВ6 зазоры
в сопряжениях: втулка верхней головки
шатуна — палец и бобышка поршня — палец
примерно в 2 раза превысили предельно
допустимые, указанные в технической документации,
что, однако, не нарушило работоспособности
компрессора. Следовательно, предельно
допустимые зазоры в этих сопряжениях могут быть
расширены, что, в свою очередь, увеличит
ресурсы указанных сопряжений.
Выводы
— В результате проведенных ресурсных
испытаний получены данные по износостойкости
деталей пар трения фреоновых высокооборотных
компрессоров с ходом поршня 50 мм. По
безотказности и долговечности эти компрессоры
отвечают современным требованиям. Вместе с тем
имеется принципиальная возможность
дальнейшего увеличения одного из показателей
долговечности — межремонтного периода, который
определяется ресурсами пластин всасывающих и
нагнетательных клапанов.
— Регламентированные
нормативно-технической документацией предельно допустимые
зазоры в отдельных сопряжениях, как показали
испытания, занижены и должны быть
пересмотрены на основе проведения соответствующих
исследовательских работ.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. РТМ 44—70. Методика сбора и обработки
информации о надежности изделий машиностроения. М.,
ВНИИНмаш, 1969.
2. Бежанишвили Э. М., Смыслов В. И.
Структура ремонтных циклов холодильного
оборудования.— «Холодильная техника», 1970, № 12, с. 14—17.
3. К у г е л ь Р. В. Долговечность автомобилей. М.,
Машгиз, 1961.
¦

621.514.004.6:539.183.2
Применение радиоизотопных методов для регистрации износа
деталей ротационных фреоновых компрессоров
В. А. ГРИШКО, Г. Ф. ШОК
Рижский политехнический институт
Необходимость повышения износостойкости
деталей ротационных холодильных машин
обусловлена тенденцией увеличения частоты их
вращения. Определение закономерностей
изнашивания, их устойчивости и воспроизводимости
осложняется малыми абсолютными величинами
линейного и весового износа (от 5 до 200 мг
после 1000 ч работы). В такой ситуации
естественными были попытки применения метода
меченых атомов, позволяющего непрерывно с
высокой чувствительностью регистрировать
линейный локальный и интегральный весовой
износ деталей работающей машины.
Однако применение метода меченых атомов,
с помощью которого Проблемная
научно-исследовательская лаборатория износостойкости
зубчатых передач (радиоизотопная) Рижского
политехнического института более десяти лет
успешно исследует изнашивание зубчатых
передач в условиях циркуляционной смазки [1—4],
встречает в данном случае серьезные
затруднения. Они вызваны особенностями смазки
фреоновых компрессоров, при которой масло
циркулирует в системе вместе с фреоном и условия
переноса продуктов износа и изменяющееся во
времени распределение их между маслом и
фреоном неизвестны. В связи с этим возникла
необходимость разработки новых методических
приемов и экспериментального оборудования [5].
При исследовании изнашивания натурных
компрессоров на стенде [6] (рис. 1) применяли
комплексную методику, сочетающую
радиометрическую регистрацию массового износа по
схеме, представленной на рис. 2, с
периодическим взвешиванием, измерением линейного
износа методом искусственных баз,
фотографированием изношенных поверхностей, записью про-
филограмм шероховатости и металловедческим
контролем свойств поверхностного слоя.
Радиометрическая схема позволяла
регистрировать излучение продуктов износа
одновременно в масляной и фреоновой системах стенда
(левый и средний каналы на рис. 2) или же
излучение активированного протонами участка
(см. ниже) на поверхности лопасти компрессора
(правый канал). В левом и среднем каналах
использовали как газоразрядные счетчики, так
и сцинтилляционные детекторы, в правом —
только сцинтилляционные.
Испытания провели по упрощенному
холодильному циклу на нормальном и
форсированном режимах работы в течение 32—110 ч. Одну
из деталей роторного узла компрессоров ФГр
0,35~1 А, а именно, лопасть (сталь 9ХС,
твердость HRC 55—60, исходная шероховатость
рабочих поверхностей после шлифовки 8—9 кл.
по ГОСТ 9789—59), активировали в нейтронном
потоке ядерного .реактора ИРТ-2000.
Рис. 1. Схема испытательного стенда:
/, 2 — детекторы ядерного излучения с предусилителями;
3 — вакууметр; 4, 19 — вентили для регулировки
давлений всасывания и нагнетания; 5 — манометры; 6 —
кабели, соединяющие детекторы с радиометрами; 7 —
компрессор; 8 — электродвигатель компрессора, 9, 10 —
воронка и вентиль для заливки масла или радиоактивного
раствора; 11, 12 — верхняя и нижняя половины
герметичного кожуха; 13, 15 — вентили для слива масла; 14 —
свинцовая защита; 16 — масляный насос; 17 — кожух
водяного охлаждения; 18 —опора герметичного кожуха;
20, 22 — трубопроводы масляной и фреоновой систем;
21 — электродвигатель масляного насоса.
12

А
t П
, 1
зев
, 1
i ПП-8 |
. \
m-j
k1
fXK
л
л
п
1
Л»
1
ш
1
М7- J 1
"Ч
ЭПП-Ю-M-f |
тхк
X
A?-f
\ЩН
ПИ-8
\пЩ
ЗПП-09-M-f
jp
Рис. 2. Блок-схема регистрирующей аппаратуры
испытательного стенда:
Д — детекторы ядерного излучения; П — предусилители;
ВСВ и БВ-2 — высоковольтные выпрямители; ПП-8 —
радиометры, работающие автоматически, поочередно;
АЛДО-1 — амплитудный анализатор импульсов; ИСС-3 —
измерители скорости счета; ЭПП-0,9-М-1 — электронные
автоматические потенциометры; ТХК — хромель-копелевые
термопары.
Достоинства любой методики
экспериментального исследования оцениваются по
достоверности, воспроизводимости и точности
получаемых результатов. Эти характеристики при
использовании метода меченых атомов зависят
прежде всего от возможности обеспечения
удовлетворительного и устойчивого во времени
соответствия радиометрических показаний
интегральному весовому износу активированной
детали. До начала испытаний соответствие
между скоростью счета импульсов в
радиометрической схеме и концентрацией радиоактивного
металла испытуемой детали в смазочном масле
определяли тарировкой (рис. 3) —
последовательным введением во внутреннюю полость
кожуха компрессора в нерабочем и рабочем
состояниях равных порций раствора радиоактивного
металла. Масляный насос работал в обоих
случаях.
В нерабочем состоянии (см. рис. 3, а)
ступенчатое увеличение концентрации
радиоактивного вещества в масле вызывало одинаковые
приросты скорости счета в радиометрической
схеме, уровень которой не изменялся до
введения в масляную систему новой порции. Этим
подтверждается универсальность методики [2]
и конструктивное совершенство внутренних
полостей масляной системы. Включение
компрессора (см. рис. 3, б) и соответственно
фреоновой системы вызывало хаотическое изменение
скорости счета ее радиометров и постепенное
уменьшение скорости счета радиометров
масляной системы. Длительная, в течение 16 ч,
остановка компрессора не повлияла на уровень
скорости счета в обеих системах после нового
пуска. Поэтому зарегистрированные с
использованием метода меченых атомов процессы
изнашивания лопастей испытанных компрессоров
(рис. 4) ввиду «дезорганизующей» (с точки
зрения радиометрических измерений) роли
фреоновой системы только качественно отражают
динамику их изнашивания.
Для получения количественных показателей
радиометрические кривые износа требуют
корректировки по результатам периодических
контрольных взвешиваний испытуемых деталей. В
частности, кривая И на рис. 4 получена
совмещением конечной точки кривой /s (в масштабе
тарировки) с соответствующей ординатой
износа, определяемого взвешиванием, при этом
обнаружилось существенное расхождение
радиометрической информации и результата
взвешивания после 8 ч работы. В процессе
дальнейшего испытания расхождения не наблюдалось.
Такая методика более всего пригодна для
сравнительных краткосрочных испытаний
компрессоров на изнашивание, особенно если влияние
на изнашивание исследуемых факторов больше,
чем описанных выше погрешностей.
1000
^ 800
^ воо
^ ьоо
200
I 11
.'/
-A*V*-
1
|
Г
$й
^ т
///
! ч
\Щ
Ж
IV
ы
_#!
У
\
¦щ
^Т
^ и
3 h-
а
11
5 6 %ч
О 1/1
^1000 \
v| 800
I 600
200\
%
^^
Ч/
г^> ,
^
-*
?
'
•
h
I
\t*r*
I
1
*$
100
1
If
v^l
«з||
о
1 г з
?56 7v,4
Рис. 3. Тарировка радиометрических схем при
неработающем (а) и работающем (б) компрессорах:
/, //, ///, IV — моменты введения радиоактивного раствора
в маслосистему компрессора; V — момент слива масла;
О — остановка компрессора; Il9 /2 — скорости счета
радиометров, установленных на масляной и фреоновой
системах компрессоров; /ф — скорость счета, соответствующая
уровню естественного фона.
13

12 16 20 2* 28 f,4
Рис. 4. Характерный процесс изнашивания компрессора
при нормальном и форсированном (после 16 ч) режимах
работы:
Рн, Рве — давления нагнетания и всасывания; ^сТ, Л/ —
температура обмотки статора электродвигателя и
потребляемая им мощность; Ilt /2, /2 — скорости счета
радиометров масляной и фреоновой систем и их арифметическая
сумма; И — износ лопасти, определенный
радиометрическим способом; ? — износ, определенный
взвешиванием; О и П — остановки стенда без переборки и с
переборкой.
Ограниченность метода, основанного на
объемной нейтронной активации деталей и
регистрации отделяющихся от них продуктов износа,
попадающих в смазочное масло, заставила
обратиться к другому варианту метода меченых
атомов [7], при котором распределение продуктов
износа в масляной и фреоновой системах не
играет никакой роли, поскольку регистрируется
активность не изношенного, а оставшегося
металла. В этом случае на рабочей поверхности
испытываемых деталей бомбардировкой
заряженными частицами (например, протонами)
образуют локально активированные пятна.
Небольшие размеры пятен (глубина
активированного слоя которых обычно не превышает 25 мкм)
и, следовательно, небольшая их активность
значительно повышают радиационную безопасность
работ. Однако этот принцип активации
вызывает существенные методические осложнения.
— Величина удельной активности
радиоактивного пятна резко и нелинейно изменяется
по глубине (при нейтронной активации
распределение равномерно), нет прямой связи между
количеством изношенного металла и скоростью
счета на выходе радиометрической схемы,
требуются сложные тарировки.
— Результаты радиометрических измерений
можно считать правильными только при условии
удаления продуктов износа из области
расположения радиоактивного пятна.
— Невозможно указать заранее
расположение активированного пятна, износ в районе
которого будет показательным с точки зрения
темпа изнашивания и степени износа детали в
функциональном плане.
Испытания на изнашивание лопастей (рис. 5),
облученных протонами на циклотроне ФЭИ
АН СССР по верхним и нижним кромкам
рабочих граней, показали, что скорость счета /
на выходе регистрирующей схемы почти не
изменялась *, хотя взвешиванием и методом
искусственных баз износ регистрировали.
Расположение активированных участков
поверхности лопасти было выбрано на основании
распределения линейного износа, установленного при
длительных массовых заводских испытаниях
компрессоров. Поскольку приработочное
изнашивание в заводских испытаниях никогда не
ч
15
10
5
п
I
®щ
\
~h
?=±
? г '
6 Н
и
И1
III
1'
€
К
__?-*>
-Рн^
1 \Рбс
—1—,
' '
>
4«
ТС •
Г "
? <
лР
№
с&\>\. <
N
~°~~i
I
—i
8с—J
i
I
, iPk
^_н
i ,
,
i j
1
0 0 0
Рис. 5. Характерный процесс испытания компрессора с
локально активированной лопастью:
tu — температура масла; Ивз — износ, определенный
взвешиванием; /0, 13 — начальное и текущее значения скорос-
сти счета от активированного пятна; остальные
обозначения те же, что и на рис. 4.
* Разрыв уровней скорости счета после 24 ч работы
связан с переборкой компрессора и некоторым нарушением
ориентировки источника (лопасти) и детектора излучения.
14

учитывают вследствие недостаточной точности
микрометрирования и распределение износа
оценивают после нескольких тысяч часов работы,
следует заметить, что в начале работы кромки
лопастей не изнашиваются. Таким образом,
применение метода локальной активации в
данном случае оказалось полезным с точки зрения
индикации неизнашивающихся участков
рабочей поверхности.
Если область, подверженная интенсивному
изнашиванию, будет определена, то правильный
выбор положения активированного пятна
позволит получить полезную информацию.
Однако следует учитывать, что продукты износа
могут не удалиться из области активированных
участков. Поэтому представляют интерес
результаты специальной тарировки (рис. 6)
радиометрических схем с одновременной
регистрацией скоростей счета как от сцинтилляционных
детекторов масляной 1г и фреоновой /2 систем
работающего компрессора, так и от сцинтилля-
ционного детектора, регистрирующего
излучение локально активированной лопасти 13 при
введении радиоактивного раствора в кожух
компрессора. Характер кривой /3 оказался
линейным, что указывает на равномерное
накопление вводимой активности в основном во
внутренних полостях компрессора. С одной
стороны, в этом заключается главное
препятствие применению метода локальной активации
на компрессорах данного типоразмера, с
другой,— открывается возможность применения
нового и очень простого метода регистрации
износа их деталей детектором, установленным
снаружи и направленным на зону контакта
лопасти с ротором. Следует отметить также почти
полное отсутствие отмеченной выше
дезорганизующей роли фреоновой системы (кривые /2
на рис. 6), что объясняется удалением пластины
из глушителя, расположенного после
нагнетательного клапана. Это еще раз подтверждает
важность обеспечения правильного движения
потока жидкости или газа (отсутствие
препятствий на пути потока, застойных зон, резкого
изменения проходных сечений и т. п.), в котором
измеряется концентрация радиоактивных
веществ.
В целом радиометрическая запись кривых
изнашивания лопастей, активированных
нейтронами (см. рис. 4), имела не только
методический, но и практический смысл благодаря
комплексной методике исследования,
предусматривающей также определение износа деталей
взвешиванием и измерение линейного износа методом
искусственных баз.
В результате испытаний установлено
следующее.
— Средняя скорость изнашивания лопастей
15000
% 12000
§ 9000
<* $000
!
p****»v
;
.
! i
I 4-i
jLi
FT]
l-J-\
?
1,0
1,5
2,0 t94
11000
10000
8000
| 80 00
% 7000
\ 6000
^5000
^ 3000
woo
2000
1000
\_ !___
У
!'l\
1 l2 1
100
200 300 0yM8
5
Рис. 6. Тарировка сцинтилляционных радиометрических
схем подачей радиоактивного раствора в масляную
систему работающего компрессора с локально активированной
лопастью:
а — изменение скоростей счета во времени; б — изменение
скоростей счета в зависимости от количества введенного
радиоактивного вещества.
компрессоров ФГр 0,35 (с частотой вращения
электродвигателя 1500 об/мин) лежит в
пределах 0,5—2 мг/ч; для новой модификации этих
же компрессоров C000 об/мин) скорость
изнашивания в 1,5—2 раза ниже.
— Длительность приработки (до прекращения
диспергирования металла с рабочей
поверхности лопастей) компрессоров не превышает 2 ч.
— Быстрее других изнашивается боковая
грань лопасти со стороны всасывания.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гришко В. А. Опыт применения метода меченых
атомов в исследовании износостойкости зубчатых
передач. М., ГОСИНТИ, 1964. Передовой
научно-технический и производственный опыт, •№ 3-64-1026/5.
2. Гришко В. А. Исследование износостойкости
зубчатых передач применительно к условиям работы
редуктора электропоезда РВЗ. Рига, РПИ, 1962.
3. Гришко В. А., Павлик Б. Б. Процессы
изнашивания цементированных зубчатых колес при смазке
различными нефтяными маслами.— «Машиноведение»,
1969, № 1, с. 106—114.
15

4. П а в л о ц к и й М. С, Гришко В. А.
Долговечность зубчатых передач Новикова редукторов общего
назначения.— «Вестник машиностроения», 1971, № 2,
с. 36—38.
5. Гришко В.А., Шок Г. Ф. Методические вопросы
испытания деталей герметичных ротационных
компрессоров на износостойкость. — В кн.: Долговечность
зубчатых передач, вып. 7. Рига, РПИ, 1970, с. 38—43.
Малые холодильные машины с герметичными
компрессорами общего назначения по диапазону
температур кипения разделяются на три группы:
среднетемпературные — для основного
торгового холодильного оборудования,
низкотемпературные — для низкотемпературного
торгового холодильного оборудования и
высокотемпературные — для автономных кондиционеров и
охладителей воды и напитков [1].
Номинальные режимы работы этих машин,
указанные в нормативной документации
(табл. 1), соответствуют наиболее
распространенным условиям их эксплуатации.
Таблица 1
Герметичные
компрессоры
Среднетемпературные
Низкотемпературные
Высокотемпературные
кипения
—15
—35
5
Температура, ° С

конденсации
30
30
40

всасывания
20
20
20

переохлаждения
25
25
35

окружающего
воздуха
20
20
30
Номинальный режим работы бессальниковых
компрессоров практически не отличается от
среднетемпературного режима, указанного в
табл. 1 [2].
Рассмотрим энергетические характеристики
малых холодильных машин и тепловых насосов
с герметичными и бессальниковыми
компрессорами.
Основными энергетическими показателями
малых холодильных машин являются
электрическая удельная холодопроизводительность в
номинальном режиме
К Qo ном (\\
Аэ. ном — тт IU
^э. ном
6. Г р и ш к о В. А., Ш о к Г. Ф. Применение
радиоизотопных методов при испытаниях ротационных фреоновых
компрессоров на изнашивание.— В кн.: Долговечность
зубчатых передач, вып. 8. Рига, РПИ, 1971, с. 75—84.
7. Постников В. И. Радиоактивные изотопы в
исследовании и автоматизации контроля износа. М.,
«Машиностроение, 1967.
и пропорциональный ей холодильный
коэффициент
Величины холодопроизводительности Q0 Ном
и потребляемой мощности Л/"э Ном в
номинальном режиме приведены в государственных
стандартах СССР, утвержденных в последние
годы [1,2].
На рис. 1 даны значения этих показателей
для машин с герметичными и бессальниковыми
компрессорами.
С ростом холодопроизводительности
энергетические показатели машин сначала быстро,
затем медленнее возрастают. Эту зависимость
можно представить в виде функции:
8ном = AxQq ном, C)
где Аг и п — постоянные коэффициенты.
0,1 0,1 № 0,6 0,8 1 I f в 8 Щт,/шсммА
Рис. 1. Холодильные коэффициенты малых холодильных
машин:
? — высокотемпературных; О — среднетемпературных
герметичных; # — то же, бессальниковых; ¦ —
низкотемпературных.
621.572
Энергетические характеристики малых холодильных машин и тепловых насосов
Доктор техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
№

Величина показателя степени п приведена в
табл. 2.
Т а бл ица 2
Герметичные компрессоры
Среднетемпературные . . .
Низкотехмпературные . . .
Высокотемпературные . . .
Бессальниковые
Величина показателя степени п
при номинальной
производительности, ккал/ч
до 550
0,40
0,26
от 700
до 2800
0,11
0,11
0,19
от 3500
до 12000
0,05
0,07
Энергетические показатели бессальниковых
компрессоров ниже, чем близких к ним по
размеру герметичных, в связи с тем, что в первых
использованы электродвигатели общего
назначения, а в герметичных —специальные, с более
высокими к. п. д. (рис. 2).
Для определения коэффициента
преобразования тепловых насосов с герметичными и
бессальниковыми компрессорами необходимо знать
тепловую нагрузку конденсатора в
номинальном режиме QK яом.
Эта величина связана с холодопроизводитель-
ностью следующим отношением:
п *КМ2 [U п ..
чк. ном — ; ,- vo ном» V v
1kmi — 1и
где е'км1» 1*км2» *и— энтальпии пара соответственно у
всасывающего и нагнетательного
патрубков компрессора и энтальпия
жидкости (расчетная) перед
регулирующим вентилем.
Величина /КМ2 входит в уравнение теплового
баланса компрессора со встроенным
электродвигателем [3]:
860 лгэ = Ga (;Km2-w)-Qo. с, E)
где Qo- с — теплоотдача от кожуха компрессора
окружающему воздуху.
Величина. Q0 c зависит от конструкции и
способа охлаждения компрессора, влажности
или перегрева всасываемого пара, температур
кипения, конденсации и окружающей среды.
0,1 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Z Ч В 10
3оном,гпысмал/с
Рис. 2. К- п. д. электродвигателей компрессоров:
О — герметичных; % — бессальниковых и открытых.
2 Холодильная техника № 6
Соответственно изменяются iKM2 и нагрузка
конденсатора QK.
На основе обобщения результатов испытаний
большого числа герметичных и бессальниковых
компрессоров [4—6] с известным
приближением можно принять
<**cQo ном, F)
где с— 1,15 для высокотемпературных и среднетемпера-
турных и 1,35 — для низкотемпературных
компрессоров.
Тогда действительный коэффициент
преобразования тепловых насосов с герметичным
компрессором равен
И-ном — 860А^э "~"860/V8 ~С8ном- V)
На рис. 3 представлены значения [хНоМ
тепловых насосов с герметичными и бессальниковыми
компрессорами.
ионом* тьш.ккал/ч
Рис. 3. Коэффициенты преобразования тепловых насосов
с герметичными и бессальниковыми компрессорами
(обозначения см. на рис. 1).
Полученные зависимости можно представить
в виде функции, аналогичной уравнению C):
И = ^Оном- W
Значения коэффициента п даны в табл. 2.
Сравнение холодильных коэффициентов
машин, работающих в различных пределах
температур кипения, показывает, что
коэффициенты среднетемпературных холодильных машин
примерно в 2 раза выше, чем
низкотемпературных той же производительности, и на 10—25%
ниже, чем у соответствующих
высокотемпературных машин (см. рис. 1).
Коэффициенты преобразования различаются
между собой несколько меньше: у среднетем-
17

пературных машин они на 60—70% выше,
чем у низкотемпературных (см. рис. 3).
Эти цифры показывают количество холода
или тепла, получаемое на единицу затраченной
электрической энергии, но не дают
сравнительной термодинамической оценки холодильных
машин и тепловых насосов, работающих в
различных температурных областях.
Для такой оценки можно использовать
степень обратимости (карнотизации),
характеризующую приближение реального цикла к
обратному циклу Карно, осуществляемому в тех
же пределах температур кипения и конденсации.
Коэффициенты, выражающие степень
обратимости, равны:
для холодильной машины
Tb = T~=8—К » (9)
ьс 1 о
т
где 8С = т _^ т — холодильный коэффициент обратно-
1 к ° го цикла Карно, построенного на
тех же температурах кипения и
конденсации,
для теплового насоса
ji_ Тк-Т0
где \хс = т гр • — коэффициент преобразования обрат-
к ° ного цикла Карно.
От применения эксергетического анализа
действительных циклов мы в данных случаях
отказываемся из-за принципиальных
трудностей, связанных с существенно переменной по
времени года температурой окружающей среды.
На рис. 4 представлены значения степени
обратимости циклов для малых холодильных
^* = j;=v
A0)
0,1 о,г о,ч 0,6 0,8 1 г * б ю 1Z
Ооном,тыс.ккал/ч
Рис. 4. Значения степени обратимости (карнотизации)
циклов:
а — малых холодильных машин; б — тепловых насосов
(обозначения см. на рис. 1.)
машин и тепловых насосов с герметичными и
бессальниковыми компрессорами.
Если количество холода или тепла на единицу
затраченной энергии, как было показано
выше, существенно различаются в зависимости
от температурных границ цикла (см. рис. 1),
то значения степени обратимости относительно
близки между собой, разница между ними
составляет 10—20%. При этом в отличие от
холодильных коэффициентов и коэффициентов
преобразования наиболее высокие
коэффициенты обратимости оказались у среднетемператур-
ных герметичных машин и тепловых насосов.
Среднетемпературные машины работают на
фреоне-12, тогда как низкотемпературные и
высокотемпературные — на фреоне-22. Однако
степени обратимости теоретических циклов
холодильных машин и теплового насоса при
работе на этих холодильных агентах при равных
Тк и Т0 практически одинаковы [7], так что
разница вызвана не этой причиной.
Условия работы в номинальном режиме у
машин трех исполнений различны. В частности,
отношение давлений конденсации и кипения
у среднетемпературных машин равно 4,1,
высокотемпературных 2,1, а низкотемпературных
9,6; для фреонов-12 и 22 отношения давлений
при равных температурах кипения и
конденсации практически одинаковы. Изменение
условий работы приводит к изменению к. п. д.
компрессоров и соответственно коэффициентов
обратимости циклов.
На рис. 5 представлены обобщенные значения
к. п. д. герметичных компрессоров при
различных режимах работы [8].
Как видно из рис. 5, эта функция имеет
максимум при отношении давлений от 3 до 5 и менее
выраженный максимум при температурах
кипения от —15 до 0° С.
Таким образом, максимальные значения
степени обратимости циклов с герметичными
компрессорами достигаются при режимах работы,
близких к номинальному среднетемпературному
режиму. При изменении отношения давлений,
повышении и понижении температуры кипения
компрессоры работают менее эффективно. Это
связано с тем, что в основу проектирования
герметичных компрессоров положен принцип
максимальной унификации, причем в качестве
базовых приняты наиболее массовые
среднетемпературные герметичные компрессоры [8, 9].
Повышение энергетических коэффициентов
низкотемпературных и высокотемпературных
модификаций компрессоров возможно при
усовершенствовании их конструкций за счет
снижения степени унификации. Целесообразность
таких решений не очевидна — ее можно
определить только в результате проведения конструк-
18

п ? 1 ! | | | |
,c-25 -20 -IS -10' -5 0 t0.°C
0
Л
-—?
3 -J
>
7~"
15 30 JS W tf ftf tK> °C
Рис. 5. Обобщенные значения к. п. д. герметичных
компрессоров при различных режимах работы в зависимости
от отношения давлений конденсации и кипения (а),
температуры кипения (б) и температуры конденсации (в):
/ — Qo ном>4000 ккал/ч; 2 — 1100^-4000; 2— 450-f-700;
4 — 220ч-380; 5— 140-И80.
При проектировании термоэлектрических
тепловых насосов (ТТН), используемых для
охлаждения или подогрева, возникает необходимость
определить их параметры, обеспечивающие
поддержание заданного температурного режима в
некотором объеме при минимальном расходе
электроэнергии. Известны решения этой задачи для
ТТН, работающих при фиксированной
температуре окружающей среды [1] (термином
«окружающая среда» будем называть среду или
теплоноситель, с которым находятся в тепловом
контакте наружные спаи термобатареи).
Однако на практике чаще ТТН работают в условиях
переменной температуры окружающей среды.
Изменение температуры среды во времени
обычно можно представить в виде повторяющихся
циклов (например, суточных или годовых).
Очевидно, что оптимальными можно считать такие
параметры ТТН, которые обеспечивают поддер-
торско-экспериментальной работы и на основе
технико-экономического анализа, с учетом
масштабов производства компрессоров каждого типа
и исполнения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. ГОСТ 17240—71. Компрессоры фреоновые герметичные,
2. ГОСТ 6492—68. Компрессоры поршневые холодильные
производительностью 4000 ккал/ч и более. Типы и
основные параметры.
3. Якобсон В. Б. Исследование теплового режима
холодильной машины с герметичным компрессором.—
«Холодильная техника», 1963, № 5, с. 7—14.
4. Я к о б с о н В. Б., Иоффе Д. М., Me до •
вар Л. Е. Отчеты ВНИХИ, 1958—1971.
5. Редкозуб Б. Д. Новые герметичные компрессоры
для кондиционеров.— «Холодильная техника», 1967,
№ 12, с. 8—13.
6. Барулин Н. Я- Электрические коэффициенты
преобразования в автономных теплонасосных
кондиционерах.— «Холодильная техника», 1970, № 9, с. 12—17.
7. Холодильная техника. Энциклопедический справочник.
Т. I—III. M., Госторгиздат, 1960—1962.
8. Якобсон В.Б. Исследование малых холодильных
компрессоров. Докторская диссертация. М., 1968.
9. ГОСТ 10612—63. Компрессоры поршневые герметичные
фреоновые малой холодопроизводительности.
Технические требования.
жание заданного температурного режима при
минимальном расходе энергии за цикл.
Определим оптимальные параметры ТТН,
работающего в режиме кондиционера или
термостата (температура рабочей среды постоянна).
Тепловая нагрузка на ТТН может быть задана
в виде суммы двух слагаемых —
тепловыделений внутри статируемого объема мощностью QBH
и теплопритока через ограждающую изоляцию
QT, величина которого является функцией
температуры окружающей среды. При расчете
будем считать, что физические свойства
термоэлементов, а также электрические и термические
сопротивления на спаях заданы.
Температура окружающей среды изменяется
в интервале Т1^:Т^Т2У причем это изменение
в соответствии с имеющейся конкретной
информацией может быть представлено в виде
детерминированной либо случайной функции време-
621.577
Оптимизация параметров термоэлектрических тепловых насосов
К. Ф. ИВАНОВА, канд. физ. мат. наук М. А. КАГАНОВ, канд. техн. наук М. Р. ПРИВИН
Агрофизический научно-исследовательский институт
2*
19

ни Т (т). Значение температуры Т0 в рабочем
объеме может быть задано как внутри
интервала Тг~Т2, так и вне его.
Поставленная задача сводится к нахождению
параметров термобатареи — площади S или
высоты элементов d, а также плотности тока в
функции температуры среды i (T), при которых за
заданный период времени т0 батареей потебля-
ется минимальное количество электроэнергии
или обеспечивается минимальная средняя
мощность W.
Если температура окружающей среды
представлена в виде заданной детерминированной
функции времени Т (т), то средняя мощность
за цикл Tx^T^Tg определяется соотношением
W = •
A)
а если в виде случайной функции с плотностью
вероятности р (Т),— то соотношением
W = S f p(T)W(T)dT.
7*1
B)
В обеих формулах подынтегральная функция
представляет собой преобразованное известное
соотношение для мощности, потребляемой ТТН
в стационарном режиме на единицу площади
термобатареи [21:
W-.
v BiiBia @ - 0О) + v2 [A + 0) Bi2 +
Ь . +(l+eo)Bi1 + Bi1Bi2]+0,5v3(Bi2-Bi])
: zd BixBi2 + Bij + Bi2 + v (Bi2 — Bix) — v2""'
C)
где
X — коэффициент теплопроводности
термоэлементов;
г =~т~ — параметр термоэлектрической добротности;
е, о — коэффициент термо-э. д. с,
электропроводности термоэлементов;
ed
i — плотность тока;
и
Bilj2 =
^1,2^'
R± — сумма термических сопротивлений между
спаями термобатареи и рабочим объемом;
R2 — сумма термических сопротивлений между
спаями термобатареи и окружающей средой;
6(т) = 2Г(т);
0О = гТ0.
В каждый момент времени т плотность тока,
проходящего через термобатарею, должна
обеспечивать холодо- или теплопроизводительность
ТТН, соответствующую тепловой нагрузке. При
этом должно соблюдаться равенство:
20
XS
QBH + k(T-T0) = -^x
BjiBig [0O (v+l)-0-O,5v2]-(l+0o) Bi1v8+0.5v3 Bit
X BiiBia + Bii + Bia + vfBia — B^) — v2
D)
где k — теплопроводность ограждения, отделяющего
рабочий объем от окружающей среды.
Правая часть уравнения D) представляет
собой преобразованное известное выражение для
холодо- или теплопроизводительности
термобатареи [2].
Определение оптимальных величин d или S,
а также i (T) сводится к нахождению
координат условного минимума одной из функций A)
или B) по S, Ф при заданном значении d или
по dy v при заданном значении S с учетом
дополнительного условия C) и соблюдения
равенства D).
Предлагаемая методика расчета относится к
случаю непрерывного регулирования силы
тока через термобатарею при изменении
температуры окружающей среды. При этом не
учитываются затраты энергии, связанные с
теплоемкостью термобатареи, так как методика
основана на использовании уравнений C) и D),
определяющих баланс энергии на спаях
термобатареи в стационарном режиме. Однако, если
скорость изменения температуры окружающей
среды достаточно мала, то применение
стационарных уравнений баланса вполне оправдано.
На рис. 1—4 приведены некоторые
результаты расчетов по оптимизации размеров
термобатареи, выполненных на ЭВМ, для различных
законов изменения температуры окружающей
среды во времени:
температура окружающей среды изменяется
по закону
2ят
Т(т) = 4" [Т* + Тг + (Г2- 7\)cos^-
E)
изменение в интервале Тг~Т2 носит случайный
характер с плотностью вероятности, имеющей
равномерное или симметричное треугольное
распределение.
Были рассмотрены ТТН, работающие при
постоянной нагрузке, не зависящей от темпера-
Рис. 1. Зависимость потребляемой энергии от перепада
температур между рабочим объемом и окружающей средой.

туры и времени, и при нагрузке, линейно
зависящей от температуры окружающей среды —
поток тепла через ограждение.
Термическое сопротивление на спаях не
учитывали, т. е. Bilf2-voo. При этом соотношения
C) и D) упростились, однако принципиально
порядок расчета остался таким же, как и в
случае конечных величин BL
Зависимость величины потребляемой
батареей мощности W от температуры окружающей
среды при нагрузке на ТТН QBH=const
представлена на рис. 1.
По оси абсцисс на графике отложена разность
температуры окружающей среды и рабочего
объема, причем величина АТг и ДТ2
соответствуют крайним значениям температуры среды.
В интервале перепадов от ДТ* до ДТ2 ТТН
работает в качестве охладителя, от А7\ до
AT**— в качестве нагревателя, а от AT* до
AT**— в режиме генератора и представляет
собой интенсификатор теплопередачи [3 ]. При
этом для поддержания температуры Т0
источника питания не требуется. Термобатарея
замкнута на сопротивление г, величина которого
изменяется от г=0 при ДТ=ДТ** до г->оо при
ДТ=ДТ*.
В интервале температур AT*—AT** ТТН
работает как генератор, вырабатывающий энергию.
Поскольку величину энергии, потребляемой
ТТН, считают положительной, то при ДТ**=^
^ДТ^ДТ* W^O, При расчете средней за цикл
Рис. 2. Зависимость оптимальных параметров ТТН от
перепада между температурой рабочего объема и средней
температурой окружающей среды при постоянной нагрузке
е0 - 0,5:
1 — Д#=0; 2 — Д#=0,02; 3 — Д# = 0,04; 4 — Д# =
0,06; 5 — Aft= 0,1.
мощности W величина отрицательной энергии
должна быть учтена, если эта энергия может
быть аккумулирована и использована для
питания ТТН. Если такая аккумуляция энергии
не может быть практически реализована, то при
нахождении величины W следует суммировать
лишь положительные значения потребляемой
энергии. В этом случае при W^O величину
подынтегральной функции в уравнениях A) и B)
следует принять равной нулю.
На практике для упрощения расчетов ТТН
параметры термобатареи часто определяют,
считая температуру окружающей среды
постоянной. При этом в качестве расчетной без
достаточных на то оснований выбирают либо среднюю
температуру окружающей среды, либо ее
максимальное значение [4]. Это может привести
к существенным ошибкам в определении
оптимальных параметров ТТН, т. е. к
неоправданно завышенным расходам термоэлектрического
материала и электроэнергии.
На рис. 2 показаны характерные зависимости
оптимальной площади ТТН от разности между
средней температурой окружающей среды
Т—0,5 (Тг+Т^) и температурой в рабочем
объеме Т0. Кривые построены для случая
постоянной нагрузки QBH и периодического
изменения температуры окружающей среды от Тх
до Т2. Различные номера кривых
соответствуют различным интервалам изменения
температуры окружающей среды Av=z (Т2—Тх).
График построен в безразмерных координатах для
случая гТ0=0,5: по оси ординат указана вели-
чина к = ^ , обратно пропорциональная
площади термобатареи, по оси абсцисс — величина
Д0=г [0,5(Г2_+7\) — Г0]. Начиная с некоторых
значений Д9 каждая из кривых KoUT^f (Д9)
разветвляется на две, одна из которых,
обозначенная штриховой линией, соответствует
оптимальной площади ТТН, работающего в режиме
генератора без аккумуляции энергии, а другая,
обозначенная сплошной линией,— с
аккумуляцией выработанной энергии.
Кривая 1 на рис. 2, построенная для
нулевого интервала изменения температуры
окружающей среды, характеризует оптимальную площадь
ТТН при постоянной температуре среды,
равной среднеарифметической в данном интервале.
Эта кривая позволяет оценить ошибку,
допускаемую при определении оптимальных параметров
термобатареи, если в качестве расчетной
температуры окружающей среды принять
Т=0,5 (Ti+Tz). Как видно из рис. 2, ошибка
особенно существенна при А0-^О, т. е. когда
температура окружающей среды колеблется
вокруг температуры Т0 в рабочем объеме.
21

Например, для термобатареи с 2=1,7- Ю-3 1/К
при температуре в рабочем объеме Т0=293К
и периодическом колебании наружной
температуры от 278 до 313К оптимальное значение
параметра К по рис. 2 будет: 7С=23-10~~3 (с
аккумуляцией энергии) и /С=30 • 10—3 (без
аккумуляции энергии). Если же в качестве расчетной
принять среднеарифметическую температуру
окружающей среды Т=295,5К и определить К
из условия максимального холодильного
коэффициента, то /С=4,5- Ю-3, т. е. в 5—7 раз
меньше. Кроме того, расход электроэнергии будет
превышать минимально необходимую величину
в 2,9 раза.
На рис. 3 приведены оптимальные значения
безразмерного параметра К в зависимости от
разности между наивысшей температурой
окружающей среды Т\ и температурой в рабочем
объеме Т0, т. е. /(=/ (Д92), где Л92=г (Т2—Т0).
Так же, как и на рис. 2, номера кривых обоз-
значают различные интервалы изменения
температуры окружающей среды Av=2 (Т2—7\).
Кривая 1 (Av=0) соответствует оптимальной
площади термобатареи, вычисленной из условия
максимального холодильного коэффициента при
наивысшей температуре окружающей среды.
Результаты расчетов показывают, что с
увеличением разности температур ДТ2=Т2—Т0
(T0=const) величина /С0ПТ слабо зависит от ин-
0 0,025 0,050 0,075 OJQO Ав2
Рис. 3. Зависимость оптимальных параметров ТТН от
перепада между температурой рабочего объема и
наибольшей температурой окружающей среды при постоянной
нагрузке 0О = 0,5:
; _ д# = 0; 2 — Л# = 0,02; 3 — АО = 0,04; 4 — ДО =
= 0,06; 5 — Лф —0,1; 6 — минимальная площадь.
тервала изменений температуры окружающей
среды.
В этом случае, т. е. при достаточно больших
перепадах АТ2=Т2—Т0, близких к АТтах=
=0,5zT2, для определения оптимальных
параметров ТТН в качестве расчетной может быть
использована температура окружающей среды
Если же перепады АТ2 малы, то
использование величины Т2 в качестве расчетной может
привести к значительным ошибкам в определении
оптимальных площади термобатареи или
высоты термоэлементов (параметра /СоПт)- Например,
при изменении наружной температуры от
Тг=0°С до Т2=35°С, температуре в рабочем
объеме Т0=30°С и г=1,7-10~3 1/К параметр
#опт=0,038. Если Ta=35eC = const, то/Сопт=
=0,010, т. е. площадь термобатареи, обратно
пропорциональная величине Д", будет завышена
почти в 4 раза по сравнению с оптимальной.
На рис. 3 приведена также кривая 6,
соответствующая минимальной площади
термобатареи, которая обеспечивает поддержание
температуры Т0 во всем интервале изменения
температуры окружающей среды (условие
максимальной холодопроизводительности). При
достаточно больших перепадах АТ2 оптимальная
площадь для всех интервалов изменения
температуры окружающей среды практически
совпадает с минимальной.
Результаты, приведенные на рис. 2 и 3,
относились к случаю, когда нагрузка на
термобатарею постоянна и не зависит от температуры
окружающей среды. Аналогичные расчеты
оптимальных параметров были выполнены для ТТН,
тепловая нагрузка на которые линейно
меняется с изменением температуры окружающей
среды (теплопередача через ограждение,
отделяющее рабочий объем от окружающей среды).
Примеры таких расчетов для условия
периодически меняющейся температуры окружающей
среды при 0О=О,5 представлены на рис. 4 в виде
#опТ=/(Де2).
Обзор результатов расчетов, выполненных по
описанной выше методике при изменении
температуры окружающей среды по случайному
закону позволяет сделать следующие выводы.
Для рассмотренных примеров характер
распределения плотности вероятности температуры
окружающей среды в заданном интервале
Т1^Т^:Т2 не оказывает существенного
влияния на величину оптимальной площади
термобатареи (параметр /С0пт), которая меняется в
зависимости от характера распределения не
более чем на 15%.
Использование для определения оптимальных
параметров ТТН модели с постоянной темпера-
22

p5s
Aj\
\
V
KA
к
W
0,8
0,0
o^
о,г
О 0,0Z 0,04 0,00 0,08 0J0 0,12 А&г
Рис. 4. Зависимость оптимальных параметров ТТН от
перепада между температурой рабочего объема и
наибольшей температурой окружающей среды при нагрузке,
пропорциональной перепаду 0О = 0,5:
1 — А# = 0; 2 — Aft = 0,02; 3 — А# = 0,04; 4 — А#=
= 0,06; 5 — А# =0,1; 6 — минимальная площадь.
турой окружающей среды, равной ее
максимальной или средней величине, может привести к
существенным ошибкам.
При равновероятном изменении температуры
окружающей среды от 7\ до Т2 величина Копт
ближе к значению К, вычисленному из условия
8тах ПРИ Т=Т2, а при изменении температуры
окружающей среды с треугольным
распределением плотности вероятности величина К опт
ближе к значению /С, вычисленному в режиме етах
при постоянной наружной температуре
7=0,5 (Тг+Т2). Это утверждение,
справедливое при 72—Т0> \Тг—Т0[, основывается на том,
что при температурах, близких к верхней
границе интервала Тг~Т2, расход электроэнергии
значительно больше, чем в остальной области,
поэтому, несмотря на одинаковую вероятность
всех значений температуры, при определении
/(опт с точки зрения минимума затраченной
энергии влияние высоких температур среды
является более существенным.
При изменении температуры окружающей
среды во времени с треугольным распределением
плотности вероятности средние температуры из
интервала Т^Т^ встречаются чаще, чем
крайние, поэтому они оказывают относительно
большее влияние на величину /Сопт-
Предложенная методика может быть
применена для нахождения оптимальных параметров
ТТН, обеспечивающих минимум стоимости его
использования с учетом как эксплуатационных
расходов, так и капитальных затрат. В этом
случае в формулы A) и B) должны быть добавлены
члены, выражающие дополнительные элементы
стоимости в функции параметров, по которым
ведется оптимизация.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Каганов М. А., П р и в и н М. Р.
Термоэлектрические тепловые насосы. Л., «Энергия», 1970.
2. В и х о р е в Г. А., Н а е р В. А. Влияние
теплоотдачи на характеристики полупроводниковых
термобатарей для холодильников и тепловых насосов.—
«Физика твердого тела», т. I, 1959, № 6.
3. Мартыновский В. С, Н а е р В. А.
Исследование полупроводниковых вариаторов тепловых потоков
—«Теплоэнергетика», 1962, № 6.
4. Д ж а г а ц п а н я н А. А. Оптимизация условий
работы полупроводниковых тепловых насосов при
проектировании систем комплексного отопления —
охлаждения зданий.—«Гелиотехника», 1971, № 3.
536.24
Теплообмен и гидравлическое сопротивление при конденсации
холодильных агентов в узких вертикальных каналах
Канд. техн. наук О. П. ИВАНОВ, В. О. МАМЧЕНКО
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
Выполненные авторами исследование [1] и
сопоставление [2] эффективности пластинчатых
конденсаторов разработки УКРНИИхиммаша
13] показали целесообразность применения
таких аппаратов в качестве конденсаторов
аммиачных холодильных машин. Использование их
в качестве фреоновых конденсаторов, без
изменения конструкции, не дает ощутимого эффекта
из-за низкой интенсивности теплообмена со
стороны фреона.
23

Одним из путей интенсификации теплообмена
в этих условиях является воздействие
движущегося пара (межфазовое трение) на пленку
стекающего конденсата [4, 5].
Одним из ранних и наиболее полных
исследований теплообмена при конденсации в условиях
значительного влияния сил межфазового трения
на гидродинамику стекающей пленки
конденсата является исследование Карпентера и Коль-
борна [6]. Они экспериментально изучали
теплообмен при конденсации паров воды, этанола,
метанола, толуола и трихлорэтилена в
вертикальных трубах при попутном движении пара
и конденсата сверху вниз. На основании
анализа результатов исследования ими были
сделаны следующие выводы.
— Трение на границе раздела фаз приводит
к уменьшению толщины и турбулизации пленки
конденсата.
— Переход от ламинарного к турбулентному
режиму течения пленки конденсата наступает
при более низких (чем в случае конденсации
неподвижного пара на вертикальной стенке
[71) числах
~ql
где q—средняя поверхностная плотность теплового
потока, Вт/м2;
/ — высота поверхности конденсации, м;
г — теплота парообразования, Дж/кг;
\х — коэффициент динамической вязкости, Па-с.
Влияние сил межфазового трения на
интенсивность теплообмена особенно сильно должно
проявляться при конденсации фреонов, так как
теплопроводность жидкого фреона весьма мала
и незначительное уменьшение толщины
пленки конденсата или увеличение турбулентной
составляющей теплопроводности приводит к
росту коэффициента теплоотдачи. Поэтому
небольшие по абсолютной величине скорости
конденсирующегося пара должны существенно
влиять на теплообмен.
Во фреоновых конденсаторах коэффициент
теплопередачи определяется в основном
термическим сопротивлением теплоотдачи
конденсирующегося агента. Следовательно, для
улучшения теплотехнических показателей таких
конденсаторов следует обратить внимание
именно на интенсификацию процесса конденсации.
Для изучения теплообмена и
гидравлического сопротивления при конденсации
холодильных агентов в плоском вертикальном канале
была изготовлена экспериментальная
установка, принципиальная схема которой приведена
на рис. 1.
Тепловая нагрузка в испарителе создавалась
с помощью двух электронагревателей
мощностью 5 кВт каждый, включенных в схему
автотрансформаторов РНО-250/10. Образующийся
пар поступал по паропроводу в верхний
коллектор экспериментального конденсатора.
Чтобы избежать возможной конденсации до
экспериментального участка, пар перегревали
на 0,5—2° С выше температуры насыщения
дополнительным электронагревателем,
тепловую нагрузку которого учитывали в тепловом
балансе.
Экспериментальный конденсатор
представлял собой сварной щелевой канал (рис. 2) из
листовой нержавеющей стали, сжатый двумя
Рис. 1. Принципиальная схема
экспериментальной установки:
J — ЭПИД; ~2 — манометр
дифференциальный; 3 — испаритель; 4 —
манометр образцовый; 5 — мерная
емкость для фреона; 6 —
экспериментальный конденсатор; 7 —
мерная емкость для воды; 8 —
термостат; 9 — водяной наосе 2К-6;
/0—указатель уровня;—х—х
водяные линии; линии
отбора давления холодильного агента;
линии автоматики.
24

Рис. 2. Общий вид плоского щелевого канала:
/, 5 — места отбора давления; 2 — жидкостный коллектор:
3 — собственно щелевой канал; 4 — паровой коллектор.
прижимными плитами. Охлаждающая вода
циркулировала в пространстве между плитами и
каналом. Для прочности плиты снабжены
снаружи ребрами жесткости. Внутреннее оребре-
ние образовывало каналы для равномерного
распределения воды. Исследовались три
варианта конденсатора: с шириной канала 0,5; 1,0
и 3,0 мм. Расстояние между внутренними
шлифованными поверхностями прижимных плит,
равное удвоенной толщине листа плюс ширина
канала, регулировали затяжкой стяжных
болтов и контролировали измерительными
плитками.
Проходя через конденсатор, пар
конденсировался, стекал в нижний коллектор, затем в
мерную емкость и испаритель. Тепло конденсации
отводилось охлаждающей водой. Равенство
расходов воды по обеим сторонам исследуемого
канала было отрегулировано до проведения
основной серии опытов. Температуру входящей воды
поддерживали постоянной с помощью
термостата.
Расходы воды и фреона устанавливали
объемным способом. Мощность, потребляемую
электронагревателями, измеряли ампервольтваттмет-
рами типа Д 552, кл. 0,5.
Температуры измеряли компенсационным
методом с помощью медь-константановых
термопар, причем измерительная схема
предусматривала либо возможность снятия показаний с
помощью потенциометра Р 306, кл. 0,015 с
гальванометром М 195/1, кл. 1,0, либо запись
показаний на диаграммную ленту с
электронных автоматических самопишущих
потенциометров типа КСП-4.
Восемнадцать термопар были зачеканены в
девяти сечениях по высоте стенки канала
конденсатора симметрично по обеим сторонам
поверхности теплообмена.
Давление насыщения контролировали
образцовыми манометрами кл. 0,4.
В опытах определяли полное падение
давления при конденсации, для чего в верхний и
нижний коллекторы были вварены линии
отбора давления. Разность давлений измеряли
мембранным дифференциальным манометром ДМ6
модели 3506, включенным в схему электронного
дифференциально-трансформаторного прибора
типа ЭПИД. До проведения экспериментов ДМ6
и ЭПИД были оттарированы по образцовому
дифманометру с водой в качестве рабочей
жидкости. Для предотвращения возможности
конденсации паров в ДМ6 и подводящих
трубопроводах был установлен ряд электронагревателей,
автоматически поддерживавших температуру
прибора на ~5° С выше температуры
насыщения. Температуру стенок соединительных
трубопроводов контролировали термопарами.
Установку тщательно теплоизолировали и
перед заполнением холодильным агентом вакууми-
ровали.
В расчет принимали среднюю тепловую
нагрузку QK,~ определяемую по мощности
электронагревателей и количеству конденсата.
Несходимость балансов QK, устанавливаемых
двумя независимыми способами, не превышала для
большинства опытов 4%.
Средние по всей поверхности значения
коэффициента теплоотдачи от пара холодильного
агента к стенке канала, Вт/(м2-К), рассчитывали
по зависимости
Qk
<*а- FVu—tcv) f
где F — общая рабочая поверхность конденсатора, м2;
tR — температура насыщения, °С;
tcT — температура стенки, средняя с учетом поправки
на глубину их заделки из показаний 18
термопар, расположенных по поверхности
теплообмена конденсатора, °С.
Условия проведения экспериментов даны
в таблице.
На рис. 3 представлены экспериментальные
зависимости аа=/ Fа) для различных
холодильных агентов при ширине каналов 6=3,0;
1,0; 0,5 мм и температуре насыщения tR=30° С
25

1Л
%\
зю3\
з
2
W3\
3
г
j j
! ! L
1 ! 1
: i 1
•
; |,П
, ' •;
! 1 И"
1 |
¦ 1 < 1
1 " 1 |
1 i ,4-, р
НЧ Ф D
an
it" т i^i i
•j ! ^ «*
1! • !^гп^» >•
Г Г 1 i !
j
i
l ! 1
i if
vfSi-
; Г !
; | |
)j_ о j ° j j ; : i_
| Аммиак
tH =
J
^-—j
/in:
j
' i 'v
ч-1 i Г
i IT
; ¦ 1
. ¦ !
• 1 I
i i I
M : Л d
! ! | 00U ; j :
Uno ™ oP° ; ! ! 1
1 i !
i
D
i
„
iff 4 i/^Z
Ь i ' i.i
•i
• •
1 ""^-^
9
-~~.^^
•—,
J
-j
ll ^ДН 1 ILL
j 1 о r
»1 о ^o
JJ
bo
a 1 b\\
! ' ! rrh
, Mil!
' ' Фреон-/2
f\ 4 -ftr
• I • • ttu
r • •<
»т~
1 ^~^-^
0,3 Qfi 0,50,6OJИДЯ 1
2 3 if 5 8 7 8310
Рис. 3. Зависимость аа = /F a):
a =0,5@); 1.0(D); 3,0 (#) мм.
(для аммиака 20° С). Аналогичные кривые
получены для температур насыщения 20 и 40° С.
Штриховой линией с тангенсом угла наклона
п=—0,25 нанесены значения <ха, рассчитанные
по известной зависимости Нуссельта с учетом
волнообразования.
Рабочее
вещество
фреон-12
Фреон-22
Аммиак
3,0; 1,0;
0,5
3,0; 1,0;
0,5
3,0;1,0
Я Г Л
дО
а д
>>^
н
га к
а к
с &
^ ^
? 2
Н о
20,30,
40,50
20,30,40
20,30
о «
, и а
н ° >Ч
о са Н
^ о И
с ч
к <y,t34
к н та
25-л *
d) a H
fto о
U а с |
1250—
38800
1250—
32000
4000—
50000
м та. л
Си а|ф
fl-r28,0
0,6-28,0
0,4-^-10,0
0,16—6,5
0,15—6,5
0,2—11,5
Анализ данных показывает, что в области
малых значений 8а или плотности теплового
потока q опытные данные хорошо согласуются
с теорией пленочной конденсации Нуссельта.
Здесь, очевидно, режим стекания пленки
конденсата ламинарный, волновой. При
увеличении плотности теплового потока q скорость
пара оказывает воздействие на пленку конденсата,
изменяя толщину и режим ее стекания. С
увеличением ширины канала это воздействие
уменьшается, при этом значения 6а,
соответствующие переходу режима стекания пленки от
ламинарного к турбулентному, смещаются в
сторону больших величин. С увеличением
температуры насыщения этот переход также смещается
в сторону больших значений 0а, причем
влияние tH сказывается значительнее для каналов
меньшей ширины.
Визуальное наблюдение за режимом течения
пленки на выходе из канала показало, что при
невысоких плотностях теплового потока пленка
равномерно стекала по обеим пластинам
конденсатора, с увеличением q режим стекания
становился струйным по всему выходному сечению
канала, при этом резко увеличивался перепад
давлений Д/?0бщ и изменялся характер
зависимости аа от 0а.
Характерные зависимости полного перепада
давлений Д/?общ от плотности теплового
потока q представлены на рис. 4.
В опытах с аммиаком наблюдалось
значительное отклонение экспериментальных данных от
рассчитанных по формуле Нуссельта, особенно
для высоких значений q. На основе анализа
показаний термопар по поверхности
конденсатора и визуальных наблюдений установлено, что
в этой области канал частично заливался
жидкостью и часть поверхности выключалась из
Цо&щ№
diV/N
Рис. 4. Зависимость Аробщ ~ Кя) ПРИ ^н = 30° С:
фреон-12, А—a = 0,5 мм, л —a = 1,0 мм; фреон-22,
О — о = 0,5 мм, ф — a — 1,0 мм; аммиак, Щ — a =
= 1,0 мм.
26
Ш

теплообмена, а с уменьшением q и б уровень
жидкости в канале поднимался и в некоторых
опытах достигал 40 % высоты конденсатора.
Это явление, видимо, объясняется тем, что
в данном случае кинетическая энергия потока
сопоставима по величине с силами вязкости
и поверхностного натяжения. Так, при равных
q массовая скорость wyff аммиака примерно в
6—8 раз ниже, а коэффициент поверхностного
натяжения 0 в 2 раза выше, чем у фреонов.
Отекание конденсата в этой области
пульсирующее, все выходное сечение канала заполнено
жидкостью, при этом для очень малых
плотностей теплового потока q знак величины полного
перепада давлений изменяется на
противоположный.
При расчете аа уменьшение поверхности
теплопередачи, вызванное заполнением
жидкостью нижней части канала, не учитывали.
В области высоких значений q коэффициенты
теплоотдачи для аммиака резко увеличиваются,
конденсат выталкивается паром, перепад
давлений Дробщ растет.
На рис. 5 опытные данные обработаны, как
предложено в работе 14], в виде зависимости
Nu„ (Pt) ~f(ReBx)'
Nu0H = Т" * Nuh
X •
Prff =
V
а
I!
Re_Y —
&н1 .
"ЗГ*
wbx1
вх
V
" >
_к — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К) -
ан — коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по
формуле Нуссельта, для случая конденсации
неподвижного пара, Вт/(м2-К);
\" — коэффициент кинематической вязкости пара, м2/с;
а" — коэффициент температуропроводности пара, м2/с;
wBX — скорость пара на входе в щелевой канал
конденсатора, м/с;
" — индекс, обозначающий паровую фазу.
На рис. 5 имеются также опытные данные,
полученные при конденсации аммиака в
условиях подъема конденсата. Отклонение их от
аппроксимирующих линий для случая, когда в
расчет принималась полная поверхность
конденсации, достигало 100%. С учетом подъема
конденсата в канале и исключения части
рабочей поверхности, определяемой по показаниям
термопар с погрешностью до 10%, отклонение
опытных данных от обобщающей прямой также
не превышает в среднем 10%.
Опытные данные, полученные при
конденсации фреонов-12, 22 и аммиака в каналах
шириной 3,0; 1,0; 0,5 мм при температурах
насыщения 20, 30, 40° С и числах Re"-=1,2-104-
-=-2,5 • 107, удовлетворительно обобщаются
следующими критериальными зависимостями:
для lf2-105^Re* ^4,5-106
вх
Nu=0,2 NuH (Re;xH-12 (Pr")-°-33;
для 4,5-10«<Re" ^5-107
ВХ
Nu=0,246-10-3NUH (Re^H'55 (Pr")-°-33-
Максимальное отклонение опытных
значений от аппроксимирующих кривых не превышает
±25%, причем наибольший разброс обнаружи-
? 5 В 7 8 9 10Б
5 В 7 8 9 10'
*&&
Рис. 5. Зависимость
Nuon(Pr//H,33 = /(Re;):
Н
NuH v* * ' ' v*x~bx>
20; 30; 40° С, 6=0,5; 1,0; 3,0 мм; д — фреон-22; t„ = 20; 30;
н
40° С, б = 0,5; 1,0; .3.0 мм;
О — фреон-12, fj
О — аммиак^ "аа отнесено к полной поверхности, tR = 20; 30;40° С, 6 — 3,0 мм; Н аммиак, сьа отнесено к полной
поверхности,. *„ « 20; 30° С, б = 1,0 мм; ¦ — аммиак, аа отнесено к части поверхности, t„ — 20; 30° С, б = 1,0
н
мм.
27

вается в зоне //, т. е. в зоне перехода от
ламинарного режима к турбулентному.
Наблюдаемое расхождение для случая
конденсации аммиака в области значительных "~q
можно объяснить тем, что течение не
соответствовало принятой модели двухфазного потока
(жидкость на стенке и пар в центре потока) и
сопровождалось выталкиванием конденсата, т. е.
переходом от условно-кольцевого режима
течения к поршневому.
На рис. 5 штриховой линией обобщены
данные [1] для гофрированных пластин УП-0,2К
приведенной высотой /пр=0,44м. Отклонение
их от данных для плоских вертикальных каналов
позволяет сделать вывод о целесообразности
применения гофрированных поверхностей
теплообмена, так как наличие гофр приводит к
искусственной турбулизации пленки конденсата.
Скорость пара значительно влияет на режим
течения конденсата и, следовательно, на
величину среднего по высоте коэффициента
теплоотдачи. Переход к турбулентному режиму
течения наблюдается при тем меньших значениях
плотности теплового потока, чем меньше
ширина канала. При конденсации фреонов в
плоских вертикальных каналах шириной 0,5 мм
средние коэффициенты теплоотдачи в области
плотностей теплового потока, характерных для
режимов работы конденсаторов холодильных
машин, в 2,3—2,6 раза выше, чем при
конденсации неподвижного пара на вертикальной
стенке такой же высоты.
Максимальная величина полного падения
давления Аробщ в опытах составляла 8000 Па, а
для значений q, обычных для конденсаторов
холодильных машин, не превышала 2000—3000 Па.
Абсорбционные бромистолитиевые агрегаты
усовершенствуются путем повышения эффективности
процессов абсорбции. Однако не менее важна
интенсификация процесса выпаривания раствора
в генераторе.
Данное исследование выполнено на
экспериментальном стенде Института теплофизи-
Для условий проведения экспериментов
средние коэффициенты теплоотдачи могут быть
представлены в виде критериальных уравнений.
Результаты исследования говорят о
перспективности применения в ряде случаев фреоновых
пластинчатых конденсаторов с малой шириной
канала.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Иванов О. П., Мамченко В. О. Исследование
процесса конденсации холодильных агентов в щелевых
каналах сложной конфигурации.— В кн.: Техника
низких температур. Сб материалов респ. научн. конф.
«Повышение эффективности процессов и оборудования
холодильной и пищевой промышленности» B—4 июня
1971 г.) (ЛТИХП). Л., 1971, с. 237—241.
2. И в а н о в О. П. и др. Перспективы использования
пластинчатых аппаратов в компрессионных
холодильных машинах— «Холодильная техника», 1971, № 12.
с. 5—10.
3. Пластинчатые теплообменники для химической и
нефтяной промышленности. Информационный справочник,
М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1968.
4. И в а н о в О. П., Бутырская СТ.,
Мамченко В. О. Теплообмен при конденсации
движущегося пара фреона-12 на пучках гладких и оребренных
труб.— «Холодильная техника», 1971, №9, с. 24—27.
5. И в а н о в О. П. Теплообмен при конденсации
движущегося пара.— В кн.: Техника низких температур.
Сб. материалов респ. науч. конф. «Повышение
эффективности процессов и оборудования холодильной и
пищевой промышленности» B—4 июня 1971г.) (ЛТИХП)
Л 1971 с 232 237
6. Carpenter E. F., С о 1 b u г n A. P. The Effect
of Vapor Velocity on Condensation Inside Tubes.—
«General Discussion on Heat Transfer», 1951, July,
pp. 20—26.
7. R ohsenow W. M., Webber J. H., L ingA. T.
Effect of Vapor Velocity on Laminar and Turbulent-
Film Condensation.—«Trans. ASME», 1956, Vol. 78,
No. 7—8, pp. 1637—1643.
536.24
ки СО АН СССР, описание которого и методика
измерений приведены в работе [1], и посвящено
изучению процессов десорбции бромистолитие-
вого раствора в распиливающем аппарате при
прямоточном движении фаз.
В эксперименте предварительно нагретый
раствор под давлением, исключающим его вскипа-
Экспериментальное исследование десорбции водного
раствора бромистого лития
Ю. В. КУЗЬМИЦКИЙ
Институт теплофизики СО АН СССР
28

ние в магистрали, подводился к форсункам
и распыливался в генераторе в среду своего
насыщенного пара.
Температура раствора изменялась от 45 до
100° С, часовой расход от 6000 до 8000 л,
давление растворов на входе от 0,2 до 0,75 кгс/см2.
Исследования проводили при исходных
концентрациях растворов 51—53% и 60—61%. В
зависимости от параметров раствора на входе
упругость пара в генераторе ph составляла
~17,0—50 мм рт. ст.
На рис. 1 и 2 представлены зависимости
изменения концентрации и температуры по высоте
генератора соответственно для растворов с
исходной концентрацией ~51 и ~61 %.
На рис.1 и 2
/л! = ?вх ti\
Н — расстояние от среза форсунок;
?вх> 5i и *вх, U — концентрации и температуры
раствора на входе и в f-ом сечении
аппарата.
Процесс десорбции растворов протекает с
различной интенсивностью в зависимости от тем-
гооо н,мм
25-
/5
/о
5
п 1
rzj~
IT
If
1 ' •
»
\\§f ®
Щ \
\
1 ]_
—Я—
о
9
в
_8_
а
%
S
б
о
-V—
—¦ v
©
8
~1
1 г
3
/
"О
•
i a
200
wo
600
ff
800
/000 Ним
Рис. 1. Изменение концентрации (а) и температуры (б)
раствора при ?Хв^51% по высоте аппарата в процессе
выпаривания:
/ _ гвх=99,4° С; 2 — гвх=87° С; 3 — /вх=74° С.
1000 Н,мм
м;с
20
15
ю
5
0
№
о/^^
г •
, /-а.
///
///
\h 2
Ijh-*-
III
0
о
3
g
' i~
IV
— n
У
о
JL^
©
ф
i~
200 WO SOO
7
Q
О
?
_§
О
ф
/
/ ,
/ /
Z"'—
4
/
/
6
•
©
ЯЯ7 ЛШ /?*//
Рис. 2. Изменение концентрации (а) и температуры (б)
раствора при ?вх^61% по высоте аппарата в процессе
выпаривания:
1 — /вх-92° С; 2 — гвх=79° С; 5 •
=48° С.
<вх=
=60° С; 4 —tB
пературы предварительного нагрева. На рис. 2, а
видно, что при температуре на входе 45—60° С
протяженность зоны выпаривания
распространяется на весь аппарат, а по мере повышения
температуры до 85—100° С она быстро
сокращается до ~150—70 мм. Процесс в интервале
начальных температур до ~ 100° С в первый
период для растворов указанных концентраций
характеризуется исключительно высокой
интенсивностью. Значения Д| и At для раствора
с концентрацией ~51 % достигают максимума
в зоне ~70 мм, за срезом форсунок, а для
раствора с концентрацией 61 % переход к
соответствующим максимальным величинам
совершается через участок плавного замедления процесса,
вдвое увеличивающего зону полного
выпаривания.
С момента, когда Д? и At становятся
максимальными, процесс в генераторе развивается
в обратном направлении, а выходные параметры
раствора вследствие этого получают значения:
ёвых^ётах И ^вых^-^тах*
Величины отклонений выходных
концентраций растворов от максимальных составляют
A?r=Ux-?BHx=°,07~0,15 %.
29

При этом более высокое значение Д?г
относится к раствору с пониженной исходной
концентрацией. Чтобы исключить влияние
пленочной десорбции на конечные параметры раствора,
часть полного потока жидкости, стекавшей по
стенкам аппарата, накапливали в поддоне и
отводили отдельно.
Закономерности истечения и распыления
нагретых растворов и кипящих жидкостей
изучались рядом исследователей [2—5], которые
определили физическую сущность и
гидродинамическую картину протекающих процессов. В
работе [2] проводился эксперимент с 50%-ным
солевым раствором в интервале начальных
температур 75—300° С. Авторы отмечали, что
истечение подогретого раствора из распылителей
сопровождалось вскипанием с одновременным
изменением расхода и контура факела
распыления. В частности, в области температур от
100 до 140° С фиксировалась слабая зависимость
угла факела распыления от температуры
раствора.
В наших опытах, проведенных с
использованием 51 %-ного раствора при температурах,
больших 90° С, были отмечены небольшие
колебания расхода. По-видимому, агрегатные
превращения в растворе в каналах форсунок только
зарождались, хотя и не успевали развиться
полностью. Ввиду меньшей вскипаемости 61 %-
ного раствора в интервале температур до 100° С
расход и угол факела распыла сохранялись
постоянными.
Таким образом, в зависимости от сочетания
конкретных значений входных параметров р, t, ?
дросселирование нагретого раствора может
сопровождаться выпариванием в каналах
форсунок или совершаться без агрегатных
превращений. В первом случае процесс дросселирования
в s, /-диаграмме изобразится условно линией
необратимого процесса в области влажного пара,
во втором — точкой, так же как и при
истечении холодного раствора.
Отдельное рассмотрение процесса
адиабатной десорбции (рис. 2, кривая 1) в s, /-диаграмме
(рис. 3) позволяет качественно объяснить его
особенность, связанную с наличием «реверса».
В диаграмме в общем случае раствор совершает
следующие процессы:
3—т — адиабатное дросселирование от
давления на входе до некоторого давления /?в>/?ь
(рв — упругость паров жидкости в вихре
распыла); т—/— изоэнтропное выпаривание за счет
аккумулированной теплоты предварительного
нагрева.
Жидкая и паровая фазы раствора изменяют
свое состояние соответственно по линиям
3 — // и 3' — 1Г. Жидкость принимает
состояние //, а пар — некоторое промежуточное
Жидкость Пар
Рис. 3. Процесс адиабатной десорбции в s, Лдиаграмме.
состояние 4\ образуя неравновесную систему.
Поэтому при дальнейшем прямоточном движении
фаз, ввиду того что /ц</4'> развивается
процесс абсорбции к—4, приводящий систему в
равновесие. Жидкая фаза в этом случае изменяет
свое состояние по линии //—4, «пробегая»
последовательно положения III, IV, V,
перенесенные с кривых рис. 2, а, б на процесс
3—// в s, ^-диаграмме для уяснения существа
вопроса.
В s, ^-диаграмме теоретический процесс
охлаждения пара до состояния равновесия с
жидкостью в точке /7 изображен линией 4f—п.
Таким образом, анализ процесса десорбции
позволяет сделать вывод о целесообразности
разделения фаз непосредственно после
истечения раствора из форсунок в целях исключения
«реверса» процесса, развивающегося в объеме
аппарата при прямоточном движении жидкости
и пара.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Розенфельд Л. М., П а н и е в Г. А., К у з ь -
мицкий Ю. В., Пархоменко Ф. П.
Экспериментальное исследование абсорбции и десорбции
водяных паров раствором бромистого лития.
—«Холодильная техника», 1972, № 10, с. 31—35.
2. Лебедев П. Д., В е р б а М. И., Л е о н ч и к Б. И.,
Портнов В. Д., Садчиков О. В. Сушка
распылением подогретых неорганических растворов. —
«Известия ВУЗов. Энергетика», 1959, № 2.
3. М а х и н В. А., П р и с н я к о в В. Ф., То -
карь И. Ф. Теория истечения кипящей жидкости
через центробежную форсунку. — «Известия ВУЗов.
Авиационная техника», 1962, № 3.
4. Лебедев П. Д., Верба М. И., Леон-
ч и к Б. И. Некоторые закономерности распыливания
перегретой жидкости. — «Известия ВУЗов. Энергетика»,
1959, № 10.
5. Лебедев П. Д., Леончик Б. И.
Распылительная сушка перегретых растворов. — «Тепло- и массо-
перенос», 1963, т. IV.
30

621.564.25:532.13@8)
Коэффициент динамической вязкости фреона-22
Канд. техн. наук А. В. КЛЕЦКИИ, канд. техн. наук С. Т. БУТЫРСКАЯ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
Вязкость газообразного фреона-22 при
атмосферном давлении измерена Беннингом и Маркву-
дом [1], Макитой [2], Кофлиным, Камиеном
и Витцелем, Цуи, Вилберсом, результаты
опытов которых приведены в работе [3], и
Бутырской [4, 5]. Их исследования охватывают
диапазон температур от —34 до 200° С.
Максимальные расхождения между данными Цуи и Маки-
ты отмечены при 150° С и достигают 5,5%.
Опытные данные в работах [1, 3, 6]
аналитически описаны уравнением
Пт = Л /Т— В. A)
Найденные с учетом наибольшего числа
экспериментальных результатов значения
коэффициентов [6] равны
Л = 13,52.10-7Н.с/(м2.К0'5);
Б = 104,7-Ю Н-с/м2.
В работе [7] для представления опытных
данных по вязкости ряда газообразных фреонов
при атмосферном давлении, помимо уравнения
A) — в этом случае для фреона-22 получены очень
близкие к приведенным выше значения
коэффициентов А я В —[был использован полином
четвертой степени по степеням 7\ однако для
фреона-22 это не привело к повышению
точности уравнения. В настоящей работе было
решено ограничиться полиномОхМ второй степени
Пт= —20,2+0,596 Т—3,19.10-4Т2, B)
где Г —в К, г)т —в 10 Н-с/м2.
Расхождения между опытными значениями
коэффициента динамической вязкости
газообразного фреона-22 при атмосферном давлении и
вычисленными по уравнению B) представлены
на рис. 1.
!
i
1 ;
|V> '
7
«
1 i °
W ф| |
г. 1 вА ! *
? & i A
[" 1 V
5 i
i П
т i ; :
А
О
•
!
А
О
Л «
i
\
l
»
1
\
д
•
3
•
<
с
>
^!
'-То о 'го' ^о~Ж so юо ко м wo w 2oot;c
Рис. I. Расхождения между опытными значениями
коэффициента динамической вязкости газообразного фреона-22
при атмосферном давлении и вычисленными по
уравнению B):
— Беннинг и Марквуд [I]; ? —Макита [2]; А —
Камиен и Витцель [3]; А —Цуи [3]; v —Вилберс [3];
у — Кофлин [3]; 0#—Бутырская [4, 10].
Несколько работ посвящено исследованию
вязкости газообразного фреона-22 при повышенных
давлениях. Беннинг и Марквуд [1] провели
измерения только в двух опытных точках на
изотерме 79° С. Макита [2] получил 18
экспериментальных значений вязкости в интервале
температур 25—200° С и давлений до 19-Ю5 Н/м2.
Судя по ссылкам в работах [3, 7], вязкость
фреона-22 при повышенных давлениях
определяли Камиен и Витцель, а также Цуи.
Вязкость жидкого фреона-22 при давлении
насыщения измеряли Беннинг и Марквуд [1],
Кинзер [3], Рилей [7], Гордон с соавторами
[8], Филлипс и Мэрфи [9]. Подробное
экспериментальное исследование вязкости фреона-22
в жидком и газообразном состоянии приведено
в работе [10], в которой охвачен наиболее
широкий диапазон температур (от —20 до 200° С)
и давлений (до 500-105 Н/м2).
При обобщении экспериментальных данных
вязкость газов и жидкостей при повышенных
давлениях часто представляют как сумму
вязкости пара при нормальном атмосферном
давлении и избыточной вязкости, которую
считают зависящей только от плотности:
%).т='Пт+Д'Пр. C)
С теоретической точки зрения эта зависимость
является приближенной, так как избыточная
вязкость должна быть функцией плотности и
температуры. Кроме того, при атмосферном
давлении плотность вещества, а следовательно, и
избыточная вязкость не равны нулю. Вполне
возможны искажения при вычислении по формуле
C) вязкости сухого насыщенного пара при
температурах ниже нормальной температуры
кипения вещества и давлениях ниже атмосферного.
Тем не менее, уравнение C) вполне
удовлетворяет требованиям инженерной практики,
поскольку отмеченные недостатки, как правило,
приводят к меньшим ошибкам, чем погрешности
экспериментального определения вязкости.
Поэтому данные по вязкости фреона-22 были
обработаны в соответствии с уравнением C) и для
избыточной вязкости получена зависимость
Ат]р = 183р+963р2—1497р3-И251р4, D)
где р — в г/см8, Ат] —10~7 Н-с/м2.
Плотность перегретого и сухого насыщенного
пара фреона-22 при давлениях до 65-Ю5 Н/м2
и при температурах до 250° С определяли с
помощью таблиц, (приведенных в работе [6].
31

в
5
3
?
-2
-3
-4
-5
№f
W
к
Lfc^i
р§й©
1т
§
в
яг
/Я
€
Р °
zo3
^
Л
d?A
D
(
#
Л
э
п
л
©
!>
В
•п
0
А
•
0 0
®
®
0
л
•
А
О А
О
х-
©-
-25°6
кп°п
т-35°С
OU и * /и и
90°С г-93°6
0-O6V ъ-100°С
• -1Р.5°6 л-МЮ
П-
А
^ ^
®с
0
-175°С O-200V
— - !'> ¦ I > И
*©
а
л
\
В
X
А^-
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5~ 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 Ijtfid/cM*
Рис. 2. Расхождения между
опытными и вычисленными
по уравнению C) значениями
вязкости:
-| Беннинг и Марквуд [1 ];
у_ Макита [2]; остальные
обозначения — изотермы
Бутырской — см. на рисунке.
В остальных случаях плотность находили путем
обработки опытных данных [11].
В широком диапазоне параметров состояния
наблюдается удовлетворительное соответствие
между экспериментальными и вычисленными
по уравнениям B)—D) значениями вязкости
газообразного и жидкого фреона-22в(рис. 2). В двух
областях вблизи линии насыщения (для пара
при температурах ниже 80° С и для жидкости
при температурах ниже 10° С) наблюдаются
расхождения между экспериментальными и
вычисленными по уравнению D) значениями
вязкости. Причем для пара эти расхождения
невелики, а для переохлажденной жидкости,
начиная с 10° С, прогрессируют с понижением
температуры. Поэтому при составлении таблиц
вязкость для этих областей определяли по кривым,
осредняющим экспериментальные данные.
12
S
Щ 2
-6
-10^
-1W ~90 -70 -50 -30 -10 15 30 t,°C
Рис. 3. Отклонения опытных значений коэффициента
динамической вязкости жидкого фреона-22 в состоянии
насыщения от рекомендуемых в табл. 1:
? -— Беннинг и Марквуд [1]; • — Кинзер [3]; Л —
Рилей [7]; у — Эйсель [7]; О — Гордон и др. [81;
^ — Филлипс и Мэрфи [9]; ¦ — Бутырская.
1
А
^
\
А
9
д
о
Л
<
-
D
' д
mi
А
'А
А \о о
А
О
В ^ Но
! :
, Г ^' ~
Ш 11зо% 1
36%^Щ56%1
А
о
В
о
о
о
Я
1
На рис. 3 приведены расхождения между
опытными и рекомендуемыми в настоящей работе
величинами ц'.
цфф\
-70 ' О 20 W 60
/20 № 150 180 t,°C
Рис. 4. Зависимость вязкости фреона-22 от температуры
и давления.
Таблица 1
t, ° С
—100
—90
—80
—70
—60
-50
—40
—30
—20
—10
Коэффициент
динамической вязкости
фреона-22 в
состоянии насыщения
A(Г7 Н-с/м*)
Т)'
6870
6100
5420
4820
4280
3800
3380
ЗОЮ
2690
2420
Tf
89
95
101
107
114
121
t, ° с
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Коэффициент
динамической вязкости
фреона-22 в
состоянии насыщения
(Ю-' Н-с/м*)
•п'
2180
1980
1800
1630
1460
1290
ИЗО
970
820
640
л"
128
136
143
151
159
168
178
192
214
256
32

Таблица 2
t, °с
—40
—30
—20
—10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
ПО
120
130
140
150
160
170
180
190
200
210
220
230
240
250
1
101
106
по
115
119
123
127
131
135
139
143
147
151
154
158
161
| 165
168
172
, 175
178
181
184
187
190
193
196
199
202
204
5
3380
ЗОЮ
2690
2420
2180
131
134
137
140
144
147
150
154
157
161
164
167
170
174
177
180
183
186
189
192
195
198
201
204
206
Динамическая
10
ЗОЮ
2690
2420
2190
1990
1800
147
148
151
153
155
158
160
164
167
171
174
177
180
183
186
189
192
195
198
200
203
206
208
15 |
2690
2430
2200
2000
1820
1640
Т58
159
160
161
163
165
168
171
174
177
180
183
186
189
191
194
197
200
202
205
208
210
вязкость фреона-22 в однофазном состоянии (
20
2440
2210
2010
1830
1650
1470
1290
168
168
169
170
173
176
179
181
184
187
189
192
195
198
200
203
205
208
211
213
25
2450
2220
2020
1840
1660
1480
1310
ИЗО
178
177
177
179
181
184
186
189
191
193
196
198
201
203
206
208
211
214
216
30
2450
2230
2030
1850
1670
1500
1330
1150
970
189
187 '
188
189
191
192
194
196
198
200
203
205
207
209
212
214
217
219
40
2470
2250
2050
1870
1700
1530
1360
1200
1030
840
218
211
208
207
207
208
209
210
211
213
214
216
218
220
222
224
226
50
2480
2270
2080
1900
1730
1560
1 1390
1230
1070
910
720
270
241
232
228
226
225
224
225
225
226
227
228
230
232
233
234
60
2500
2290
2100
1920
1750
1590
1420
1270
1120
960
800
600
330
275
257
250
245
242
240
239
239
239
240
241
242
243
о—» н-
80
2530
2330
2140
1970
1800
1640
1480
1330
1190
1050
910
770
625
485
375
330
305
290
281
275
271
268
266
с/м*) при давлении AС
100
——__
2560
2370
2190
2010
1850
1690
1540
1390
1250
1120
990
870
750
635
535
455
400
360
340
325
315
305
150
2470
2290
2120
1960
1800
1660
1520
1390
1270
1150
1040
940
840
760
680
610
550
500
465
440
420
200
2220
2060
1910
1770
1630
1510
1390
1280
1170
1080
| 990
910
830
760
700
650
605
565
535
)* Н/м»)
300
!
2240
2100
1960
1830
1710
1590
| 1490
| 1390
1 1290
1210
ИЗО
1050
j 990
920
1 870
810
1 770
730
400
2130
2000
1880
1770
1660
1570
1470
1390
1310
1240
1170
1110
1050
990
940
890
500
2160
2040
1930
1830
1730
1650
1560
1490
1420
1350
1290
1230
1180
ИЗО
1080
За исключением двух отмеченных выше
случаев рекомендуемые значения вязкости были
вычислены по уравнениям B)—D), округлены
до 1,5 или 10 и представлены в табл. 1 и 2 и
на рис. 4. Авторы полагают, что погрешность
большинства из них не превышает 2—3%.
Более высокие значения погрешности могут быть
для вязкости пара и жидкости вблизи
критической точки.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Benning A., Markwood W.— «Refrig. Engng»,
1939, Vol. 37, April., p. 243.
2. Makita Т.— «Rev. Phys. Chem. of Japan», 1954,
Vol. 24, No. 2, p. 74.
3. W i t s e 1 O., J о h n so n J.— «ASHRAE Trans».,
1965, Vol. 71, p. 1, p. 30.
4. Бутырская С. Т. Исследование коэффициента
динамической вязкости фреона-22.— В кн.: Теплофи-
зические свойства жидкостей. М., «Наука», 1970, с. 73.
5. Ткачев А. Г., Бутырская СТ.
Исследование вязкости Ф-22 и ФС-318. В кн.: Холодильная
техника. Труды научной конференции. Л., 1970, с. 227.
6. Клецкий А. В. Теплофизические свойства
фреона-22. М., Стандартгиз, 1970, с. 79.
7. L a t t о В., Al-S aloum A.— «ASHRAE Trans».,
1970, Vol. 76, p. 1, 64.
8. G о г d о n D., Hamilton J., Fontane W.—
«ASHRAE Trans»., 1969, Vol. 73, p. 1.
9. Phillips Т., Murphy K-— «ICED», 1970,
Vol. 15, No. 2, p. 304.
10. Бутырская С. Т. Экспериментальное
исследование коэффициента динамической вязкости фрео-
нов-22, 114, 155иС-318 в жидком и газообразном
состоянии. Автореферат кандидатской диссертации. Л.,
1971.
11. Zander M. Proceedings of the Fourth. Symposium
on Thermophysical Properties, 1968, April, p. 114.
Sfr

629.12.001.24@84.21)
Диаграмма d, I для влажных топочных газов
Канд. техн. наук Г. С. ХОРДАС
В последние годы наметилась тенденция к
использованию охлажденных и осушенных
топочных газов в ряде процессов холодильной
технологии и техники кондиционирования воздуха,
где большое значение имеет пониженное
содержание кислорода. К |ним прежде всего надо
отнести технологическое кондиционирование
воздуха в грузовых цистернах танкеров и трюмах
сухогрузных судов, а также холодильное
хранение пищевых продуктов (особенно фруктов)
в газовой среде.
Применение топочных газов для заполнения
грузовых цистерн танкеров и трюмов
сухогрузных судов является надежным средством
защиты от пожаров и взрывов, а также от коррозии
металлов [1]. Использование топочных газов с
повышенным содержанием С02 и небольшим
содержанием кислорода для замены воздуха в
камерах холодильников позволяет удлиннить
сроки хранения пищевых продуктов без
снижения их качества.
Предварительно топочные газы очищаются и
охлаждаются водой в скрубберах, после чего
охлаждаются и осушаются до необходимых
параметров.
При расчетах процессов осушения газов в
практике проектно-конструкторских
организаций в настоящее время используются диаграммы
t;c
50" \
«,н
W^
35"
30 ~"
25 J
20-
15^
ю-
5
о
Ч^
;Х
^Ч
V:
к-
чг
^.
S-г^
С jL
v—-j
\^Ц-
gp
-vc~"i
С^З
w
1м-
Uf
Щ
AH
?~fv?/?\
tnLPA ^
'if i\ ^
7 <p>
1 ср.и^-4—
1
_d
j
t&
\j
V
$
\
V
\
^
\
k 5,
,<?->
-3
r
8?p
&
ж
к
\й
V
\^
1
ж^
$ж
\
xe?
ГЧ/N C*">
>ф\^
l Ъ>
s?
oiii
^
!__
?>
i
!
1 !
i t
j
j !
L_
cS>
ft/I
1[i;
\
->.
«d
ffrtf
r^
4J
\ 1
<3
•>
4 <
^ ^
О
«n
^
1
!
[
^
\
-ё
i
1
—'¦—¦—
j
\
<
\b ^
<2b
i
%
-\i>;
"c
ч %l
уэ |
!
!
!
i
1 1
rt
~1 1
П 1 1 !
!
1 1
| ]
i_j—
i
\p,/f0/»2
5
2 4 8
10 12 /4 10 18 20 22 2'+ 20 28 JO 32 Зь&г/м
34
Рис. I. Диаграмма d, I влажных топочных газов (рг = 101,325 кН/м2, \iT = 31).

d, I влажного воздуха, построенные на основе
уравнения энтальпии паровоздушной смеси
12-4]:
/ = 1,005^ + B500 + 1,8С680 d-10"8, A)
где/— энтальпия паровоздушной смеси, кДж/кг сух.
возд.;
t — температура влажного воздуха, СС;
d — влагосодержание, г/кг сух. возд.
При этом исходят из того, что удельная
теплоемкость сухих топочных газов
практически не отличается от удельной теплоемкости
сухого воздуха. Топочные газы состоят из
кислорода 02 (объемная концентрация 2,5—4,5%),
углекислоты С02 A2—14,5%), азота N2 (~77%).
Остальное составляют твердые частицы и
примеси [5].
Вместе с тем не учитывается тог факт, что в
большей степени от состава газов зависит
влагосодержание d.
Как известно, для паровоздушной смеси при
молекулярной массе сухого воздуха }хв=29
d = 622
Рп
Рв
Рп'
B)
гДе Рп — парциальное давление пара, Н/и2:
рв — давление влажного воздуха, Н/м2:
В то же время для парогазовой смеси при
молекулярной массе очищенных сухих выхлопных
и топочных газов, равной |хгя^31,
: 581
Рп
Рп"
C)
где рт— давление влажных газов, Шм2.
На основе формул A) и C) автором построена
диаграмма для влажных топочных газов
при рг= 101,325 кН/м2 и jxr=31 (рис. 1).
Сравнение процессов осушения, построенных
в диаграмме d, I влажных газов и в диаграмме
d, I влажного воздуха показывает, что
использование при расчетах последней приводит к
существенным ошибкам (рис. 2).
Так, при расчете осушения газов с помощью
холодильных машин ошибка в определении хо-
лодопроизводительности может достигнуть
4,7 кДж/кг, что для супертанкера дедвейтом
~200 000 т при расходе газов —30 000 кг/ч
приведет к завышению холодопроизводитель-
р,кН/м2
Рис. 2. Сравнение процессов охлаждения и осушения
в диаграммах dy I влажных топочных газов и влажного
воздуха (начальное состояние: t1 = 35° С; у1 = 9Ь%\
температура охлаждающей поверхности tGr = 1° С;
конечная температура t2 = 11° С).
ности примерно на 40 кВт (~35 000 ккал/ч).
Достаточно высокая погрешность будет при
определении температуры точки росы
осушенных газов, количества удаляемой влаги и др.
Поэтому при расчетах систем осушенных
топочных газов и особенно при выборе способа
осушения следует использовать специально
построенные диаграммы d, /, в частности,
представленную на рис. 1.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ш а м ш и н В. М., Мундингер А. А. Системы
осушенных инертных газов для супертанкеров.—
«Судостроение», 1972, № 1.
2. Л о с к у т о в В. В., X о р д а с Г. С. Тепловые
расчеты судовых систем. Л., Судпромгиз, 1958.
3. Нестеренко А. В. Основы термодинамических
расчетов вентиляции и кондиционирования Еоздуха.
М., «Высшая школа», 1971.
4. X о р д а с Г. С. Высоконапорные системы
кондиционирования воздуха на судах. Л., «Судостроение»,
1972.
5. «The Motor Ship», 1971, X, Vol. 52, No. 615, pp. 319—
320.

663.674
Приготовление мороженого в домашних условиях
Канд. техн. наук Ю. Л. ОЛЕНЕВ, О. С. БОРИСОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
ВНИХИ и ВНИИ молочной промышленности
разработан полуфабрикат — сухая смесь для
домашнего пломбира. При разработке
технологии его производства был учтен опыт молочно-
консервных предприятий по выработке сухих
смесей для мягкого мороженого и использованы
некоторые элементы производственного
технологического процесса [1, 2].
Для приготовления сухой смеси цельное
молоко и сливки смешивают в заданном соотношении
и в целях улучшения структуры и
консистенции мороженого вносят в смесь двухзамещенный
фосфорнокислый натрий (Na2HP04-12 Н20) или
трехзамещенный лимоннокислый натрий
(Na2Ce Н507-5 Н20) в количестве 0,4 % по
отношению к массе сухой смеси. После этого смесь
пастеризуют при 90—95° С без выдержки и при
температуре не ниже 80—82° С направляют
в вакуум-аппарат. Когда концентрация сухих
веществ в смеси достигает 36—37%, добавляют
сахарный сироп. Из вакуум-аппарата смесь,
содержащую 46—48 % сухих веществ, выпускают
в дозировочную ванну, вносят крахмальный
клейстер (на молоке), предварительно
приготовленный из модифицированного желирующего
картофельного крахмала (стабилизатор), и
аскорбиновую кислоту. Затем смесь гомогенизируют
при давлении 5,4-106—5,9-106 Па и направляют
в распылительную сушилку. Температура
воздуха, поступающего из калорифера в сушильную
башню, 150—155° С, в зоне распыления 60—
65° С, на выходе из башни 70—75° С. Окружная
скорость вращения распыливающего диска 145—
160 м/с.
Смесь содержит (не менее) 62,4% сухих
веществ молока (в том числе не менее 41,7% жира),
31,1% сахарозы, 2% модифицированного
желирующего картофельного крахмала и не более
4% влаги.
При растворении сухой смеси в воде в
соотношении 1 : 1,1 получается жидкая смесь,
отвечающая составу домашнего пломбира.
Мороженое этого вида содержит 46% сухих веществ,
в том числе 20% молочного жира, 10% сухого
обезжиренного молочного остатка, 15%
свекловичного сахара и 1 % модифицированного
желирующего картофельного крахмала.
Для приготовления домашнего мороженого
выпускаются устройства «Снежинка-2»,
«Киевлянка» и «Салта».
Для интенсификации замораживания смеси
без ее перемешивания в жидкой охлаждающей
среде ВНИХИ разработано устройство,
получившее название «Северянка» (рис. 1).
Габаритные размеры устройства 276x196x105 мм,
диаметр сосуда 196 мм, масса 0,9 кг. В крышке
предусмотрено 7 ячеек объемом 55 см3 каждая,
диаметр верхнего основания 36, нижнего —
25 мм, высота 78,5 мм. При закрытой крышке
сосуд вмещает около 2,5 кг рассола
(содержание соли 12%). Крышка уплотняется
резиновой прокладкой и закрепляется тремя
защелками.
Рассол C00 г соли на 2,2 л воды) наливают
в сосуд до метки, закрывают его крышкой,
зажимают защелками и помещают в морозильное
отделение домашнего холодильника, где
выдерживают 4—5 ч до частичного замерзания
воды в рассоле и превращения его в
кашицеобразную массу. При этом температура снижается
до —13ч—14° С, а количество вымороженной
воды достигает 60%. Испаритель
предварительно должен быть очищен от снеговой шубы,
а регулятор холодильника поставлен в
положение «Холод».
Сухую смесь растворяют в кипяченой воде,
охлажденной до комнатной температуры,
периодически перемешивая в течение 15—20 мин
до полного ее растворения, затем добавляют
ванилин. Ручной взбивалкой или с помощью
электромиксера смесь взбивают 30—60 с,
заливают в ячейки устройства, вынутого из
холодильника и снова ставят в морозильное
отделение. Через 10—15 мин, когда смесь немного
Рис. 1. Устройство «Северянка».
36

затвердеет, в ячейки можно вставить
деревянные палочки. Спустя 30—40 мин с момента
заливки смеси мороженое готово. Регулятор
температуры холодильника переводят в обычное
положение, вынимают устройство, снимают
крышку, погружают ячейки на несколько
секунд в воду комнатной температуры и
вынимают за палочки (или вилкой) порции
мороженого из формочек. За цикл можно приготовить
семь порций мороженого в форме «эскимо»
массой по 50 г.
При частом пользовании устройство не
рекомендуется вынимать из испарителя во избежание
повышения температуры рассола.
Преимущества использования рассола
указанной концентрации по сравнению с рассолом,
в котором при его выдерживании в домашнем
холодильнике не происходит вымораживания
воды, наглядно видны на рис. 2.
При использовании в качестве хладоносителя
рассола с содержанием 20% хлористого натрия
температура мороженого спустя 40 мин после
заливки смеси с температурой 20° С достигает
в геометрическом центре порции — 5° С;
температура рассола при этом повышается с —14
до __8° С. При применении рассола с
содержанием 12 °о хлористого натрия температура
мороженого за этот период достигает —7° С, а
температура рассола после замораживания смеси
—12° С.
В зимний период при температуре воздуха
ниже —14° С можно приготовлять мороженое,
используя естественный холод. При температуре
воздуха —14ч 20° С берется рассол,
содержащий 16—17% хлористого натрия. При более
низкой температуре рассол вообще не нужен,
и крышку с ячейками устанавливают на
открытом воздухе.
При отсутствии устройства «Северянка» и
других специальных устройств для
интенсификации замораживания смесь для домашнего
пломбира можно замораживать в формочках для
льда, входящих в комплект домашнего
холодильника.
Сухую смесь можно также использовать для
приготовления мороженого с наполнителями.
Так, для получения кофейного пломбира
применяют вместо воды процеженный кофейный
напиток или быстрорастворимый кофе (две —
четыре чайные ложки на 1 кг жидкой смеси).
Для приготовления шоколадного пломбира
к сухой смеси добавляют какао-порошок из
расчета две чайные ложки на 1 кг жидкой смеси
и перемешивают, после чего растворяют в воде
указанным способом.
Плодово-ягодный пломбир можно получить
путем добавления к 1 кг жидкой смеси 7з—V 2 ста-
Рис. 2. Кривые замораживания пломбирной смеси в
устройстве «Северянка»:
1,2 — температура смеси при использовании в качестве
хладоносителя рассола с содержанием соответственно
20 и 12% хлористого натрия; 3, 4 — температура рассолов
указанных концентраций.
кана плодово-ягодного сока, пюре, сиропа,
варенья и т. п.
Устройство «Северянка» одобрено комиссией
по качеству изделий народного потребления,
выпускаемых предприятиями Министерства
машиностроения для легкой и пищевой
промышленности и бытовых приборов СССР, которая
приняла решение о подготовке производства первой
промышленной серии.
Техническая документация на сухую смесь
для домашнего пломбира, разработанная
ВНИМИ и ВНИХИ, утверждена Министерством
мясной и молочной промышленности СССР.
Указанными институтами проведен семинар для
работников молочноконсервных заводов.
В 1972 г. Невельский молочноконсервный
комбинат (Псковская область) изготовил более 125 т
сухой смеси, расфасованной по 250 г в картонно-
металлические банки E00 тыс. шт). Новый
продукт успешно реализован через торговую
сеть Москвы и других городов. Предварительно
во ВНИХИ для работников магазинов была
проведена дегустация сухой смеси и мороженого.
37

Затем в гастрономе «Новоарбатский» была
организована конференция покупателей, в которой
приняло участие более 150 человек.
Представленное на дегустацию мороженое,
приготовленное из сухой смеси в холодильном шкафу,
получило высокую оценку.
Яблоки летних и многих осенних сортов в
свежем виде сохраняются плохо, даже в
течение 1—2 месяцев, поэтому для использования
зимой их необходимо консервировать. Один из
наиболее рациональных способов
консервирования — замораживание.
В Ростовском филиале
научно-исследовательского института торговли и общественного
питания в 1971—1972 гг. исследовано изменение
качества и потерь яблок при замораживании,
хранении и транспортировке. Опыты
проводили на холодильниках Ростовской конторы Рос-
мясорыбторга и на Воронежском
хладокомбинате конторы Росмясорыбторга Министерства
торговли РСФСР. Яблоки замораживали в
ящиках в камерных морозилках при температуре
воздуха —25-;—30° С, а затем хранили при
—15-.—18° С. Потерю массы определяли
после 3 и 6 месяцев хранения.
Наблюдения показали, что при
замораживании в этих условиях у яблок многих летних
сортов внешний вид почти не изменился, цвет
стал менее интенсивным (зеленая и красная
окраска посветлела). Побурения у плодов сортов
Мельба, Папировка и Белый налив после 6
месяцев хранения не наблюдалось. Плоды сорта
Сеянец Требу побурели.
Окраска осенних сортов при замораживании
и хранении почти не изменилась. Особенно
хорошо сохранились яблоки сорта
Бельфлер-китайка. Цвет, вкус и даже аромат этих яблок не
изменились после 6 месяцев хранения.
Хороший товарный вид был у яблок сортов Пепин
шафранный, Антоновка, Штрейфлинг, которые
могут быть рекомендованы для замораживания.
Замороженные яблоки перечисленных выше
сортов могут быть использованы для непосред-
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Оленев Ю. А., Фавстова В. Н., Ф и л ь-
ч а ко в а Н. Н., Моисеева Е. Л.,
Баландина Г. А. Производство неприменение сухих смесей
для мягкого мороженого. М., ЦНИИТЭИ Минмясо-
молпрома СССР, 1969.
2. О л е н е в Ю. А., Ф и л ь ч'а к о в а Н. Н. Мягкое
мороженое. М., «Пищевая промышленность», 1972.
ственного потребления, особенно Бельфлер-ки
тайка, в качестве начинки для пирожков, а также
в промышленном производстве варенья,
повидла, джема и всевозможных начинок для
кондитерский изделий.
Сорта яблок
Область
выращивания
Потери массы, %
,
ДЗ
о,
О к
S S
л к
т 03
ex*
С g
к я
о —
3 ме
а не 1
а
О у.
О Й
о о
s§
% я
° о.
2 х
О 03
о о
С Я"
Летние сорта
Сеянец Требу Ростовская 0,84 0,54 | 0,60
Белый налив Московская 0,27 0,56 0,62
Мельба Воронежская 0,90 0,26 0,66
Папировка Воронежская 0,93 0,22 0,61
Бельфлер-китайка
Пепин шафранный
Ренет ландсбергс-
кий
Мекинтош
Антоновка
обыкновенная
Штрейфлинг
Пармен зимний
золотой
Анис кубанский
Осенние сорта
Ростовская
Воронежская
Ростовская
Воронежская
Ростовская
Ростовская
Воронежская
Воронежская
Зимние сорта
Ростовская
Ростовская
0,15
0,49
0,16
0,38
0,19
0,11
0,40
0,37
0,31
0,12
0.14
0,47
0,09
0,26
0,30
0,33
0,38
0,27
0,12
0,24
0,59
0,60
0,55
0,50
0,47
0,50
0,52
0,50
0,48
0,37
634.11.037.5
Замораживание яблок летних и осенних сортов
Канд. техн. наук С. Н. БРУЕВ
Московский институт народного хозяйства им. Г. В. Плеханова
Канд. техн. наук Н. И. КОЖАНОВА
Ростовский филиал научно-исследовательского института торговли и общественного питания
38

Для непосредственного потребления
свежезамороженных яблок, например в кафе,
ресторанах, санаториях, лечебных и детских
учреждениях, их предварительно следует отеплить
до —2° С и подавать при температуре не выше
0° С. Размороженные яблоки сохраняются не
более суток. Вторичное замораживание таких
плодов недопустимо.
Потери массы яблок летних, осенних и
зимних сортов при замораживании и хранении
приведены в таблице.
Яблоки, выращенные в Воронежской области,
замораживали после мойки, в Ростовской — без
мойки.
Из приведенных в таблице данных видно, что
яблоки осенних сортов, замороженные после
мойки, теряют в массе в 2,5—3,0 раза больше,
чем яблоки, замороженные без мойки.
Средние потери при замораживании яблок
летних сортов составили 0,74%, после 3
месяцев хранения — 0,39 % и после 6 месяцев
хранения— 0,62%, яблок осенних
сортов—соответственно 0,27; 0,28 и 0,53 % — и зимних —
0,22; 0,18 и 0,42%.
Таким образом, потери при замораживании
и хранении зависят от биологических
особенностей сортов — больше потери у яблок летних
сортов, меньше у осенних и еще меньше у
зимних.
Подобная закономерность наблюдается и при
транспортировке свежезамороженных яблок.
Были проведены опытные перевозки из
Ростова-на-Дону в Омск свежезамороженных
яблок в ящиках в вагонах с машинным
охлаждением при температуре воздуха —15, —12° С.
Результаты определения потерь массы (в %)
при транспортировке яблок в течение 7 суток
приведены ниже:
Сеянец Требу 0,63
Пепин шафранный 0,60
Пармен зимний золотой 0,29
Бельфлер-китайка 0,07
Средние потери составили 0,39 %.
При транспортировке замороженных яблок
в Томск в течение 9 суток средние потери
составили 0,41 %.
МИНИСТЕРСТВО ВЫСШЕГО И СРЕДНЕГО СПЕЦИАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ РСФСР
ВСЕСОЮЗНЫЙ ЗАОЧНЫЙ ИНСТИТУТ ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
ОБЪЯВЛЯЕТ
ПРИЕМ СТУДЕНТОВ НА 1973 г.
Институт готовит без отрыва от производства
ИНЖЕНЕРОВ-МЕХАНИКОВ ПО СПЕЦИАЛЬНОСТЯМ:
Холодильные и компрессорные машины и установки. Судовые силовые установки.
Автоматизация процессов в пищевой промышленности.
ИНЖЕНЕРОВ-ТЕХНОЛОГОВ ПО СПЕЦИАЛЬНОСТЯМ:
Технология рыбных продуктов. Технология консервирования.
(производство овощных, фруктовых и рыбных продуктов).
ИНЖЕНЕРОВ-ЭКОНОМИСТОВ ПО СПЕЦИАЛЬНОСТЯМ:
Экономика и организация промышленности продовольственных товаров.
В институте (г. Москва) организована вечерняя форма обучения по специальностям:
Холодильные и компрессорные машины и установки.
Технология консервирования.
Условия приема в институт общие для всех заочных и вечерних технических ВУЗов.
Прием заявлений производится на заочное обучение с 20 апреля, на вечернее
обучение с 20 июня по 31 августа 1973 г. в следующих пунктах:
В институте: г. Москва, Ж-4, ул. Чкалова, 73
В филиалах института:
г. Ростов-на-Дону, ул. Ф. Энгельса, 68
г. Красноярск, ул. Партизана Железняка, 14
г. Баку, Московский проспект, 47а.

В ПОМОЩЬ ИЗУЧАЮЩИМ ЭКОНОМИКУ
621.565-52.004.15
Методика определения экономической эффективности
автоматизации холодильных установок
Е. Н. ИВАНОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
XXIV съезд КПСС определил, что главная
задача пятилетки состоит в том, чтобы
обеспечить значительный подъем материального и
культурного уровня жизни народа на основе
высоких темпов развития социалистического
производства, повышения его эффективности,
научно-технического прогресса и ускорения роста
производительности труда.
В связи с этим особое значение приобретают
показатели экономической эффективности и
методика ее определения.
К основным показателям экономической
эффективности внедрения новой техники относятся:
капитальные вложения, необходимые для
осуществления мероприятий по внедрению новой
техники;
себестоимость продукции;
сроки окупаемости капитальных вложений и
соответственные коэффициенты эффективности;
величина годового экономического эффекта.
При этом важнейшим критерием
экономической эффективности средств, направляемых на
создание основных производственных фондов
вообще, и на автоматизацию в частности,
является повышение производительности труда.
При выявлении экономической эффективности
внедрения новой техники следует использовать
не только основные, но и дополнительные
показатели в целях всестороннего выявления
влияния различных факторов на уровень
эффективности с учетом специфики того или иного
производства.
Автоматизация холодильных установок имеет
свои особенности, связанные с характером
процесса производства холода, что существенно
отражается на методике определения ее
экономической эффективности.
Экономическая эффективность автоматиза-
ции холодильных установок обусловливается
ростом производительности труда и
уменьшением удельного расхода электроэнергии на
выработку холода. В связи с этим, кроме основных
стоимостных показателей эффективности,
следует использовать натуральные показатели,
такие как удельный расход электроэнергии на
выработку холода и число высвобождаемых
рабочих.
Автоматизация холодильных установок,
вызывая ряд затрат на установку приборов и средств
автоматики, оказывает влияние на структуру
себестоимости холода (повышает сумму
амортизации, снижает расходы на заработную плату и
электроэнергию). Однако с точки зрения
предприятия в целом экономия на затратах труда и
электроэнергии не отражает полностью
экономической эффективности автоматизации
холодильных установок.
Результаты автоматизации холодильной
установки сказываются не только в процессе
производства холода (снижение его стоимости), но и
в процессе потребления холода, т. е. в процессе
хранения продуктов на холодильнике (экономия
от сокращения естественной убыли в
результате оптимизации температурного режима).
Поэтому вполне правомерно в качестве
дополнительного показателя при определении экономической
эффективности автоматизации холодильных
установок использовать такой, как размер экономии,
получаемой от снижения естественной убыли
продуктов при хранении, что обусловлено
специфическими особенностями технологического
процесса производства холода (непрерывный
характер, единство производства и потребления внутри
холодильника).
40

Определение дополнительных капитальных
затрат на автоматизацию холодильных
установок. Дополнительные капитальные затраты
на автоматизацию холодильных установок
определяют по следующей формуле:
где /Сд — дополнительные капитальные затраты на
автоматизацию, руб.;
/Са — стоимость приборов и средств
автоматизации, руб.;
/См — стоимость монтажных работ, руб.;
/Сп — затраты на проектирование, руб.;
/Ср — затраты на реконструкцию и модернизацию
автоматизируемых объектов, необходимых
для внедрения автоматизации, руб.
Определение изменений себестоимости холода.
Автоматизация холодильных установок
оказывает влияние на величину эксплуатационных
расходов компрессорного цеха, что в конечном
итоге снижает себестоимость единицы
вырабатываемого холода. Однако в результате внедрения
автоматизации изменяются лишь отдельные
составляющие себестоимости. Поэтому при
определении экономической эффективности
сравнивают только изменяющиеся элементы затрат,
к которым относятся: заработная плата
обслуживающего персонала, затраты на
электроэнергию, текущий ремонт и амортизацию.
Заработная плата
обслуживающего персонала складывается
из основной заработной платы с начислениями
и дополнительной заработной платы инженерно-
технического персонала и рабочих
компрессорного цеха. Определяется по следующей формуле:
^з.п = I ^. Яитр/ ЛИтр* + ^ KvibiAju
i?i?2,
i = \
1 = 1
где З3.п —заработная плата обслуживающего
персонала, руб.;
литр/ — численность инженерно-технического
персонала i-ой категории;
Литр; — годовой фонд заработной платы
инженерно-технического персонала i-ой категории,
руб.;
яр; — численность рабочих i-ой категории;
bi — часовая тарифная ставка рабочих i-ой
категории, руб.;
ЛРг- — годовой фонд рабочего времени рабочих
i-ой категории, ч;
gt —коэффициент дополнительной зарплаты
(оплата очередных и дополнительных
отпусков, доплата за работу в ночные часы
и др.);
g2 — коэффициент к основной и дополнительной
зарплате, учитывающий отчисления в фонд
социального страхования.
Затраты на электроэнергию
в тех случаях, когда расход электроэнергии
учитывается по показаниям установленных
счетчиков, рассчитывают по формуле
3Э=РЦ3,
где Зд —затрата на электроэнергию, руб.;
Р — годовой расход электроэнергии на выработку
холода (по показаниям счетчика), кВт. ч;
Цъ — цена 1 кВт-ч электроэнергии, руб.
Если счетчики отсутствуют, затраты
определяют по следующей формуле:
2 (NjtBikbkb)
i=.\
Дэ
где Л/у; — установленная мощность i-ro
электродвигателя, кВт; .
Bi — годовой фонд рабочего времени i-ro
электродвигателя, ч;
&ii,?i2 — коэффициенты использования i-ro
электродвигателя соответственно по времени и по
мощности.
Затраты на текущий ремонт
складываются из основной зарплаты с
начислениями и дополнительной зарплаты ремонтных
рабочих, стоимости услуг вспомогательных
производств (механические мастерские, ремонтно-
строительный цех и др.), стоимости материалов
и запчастей, необходимых для ремонта. Затраты
на материалы и запчасти для текущего ремонта
определяют по существующим нормативам,
затраты на зарплату ремонтного персонала — по
приведенной выше методике.
Затраты на амортизацию
находят по формуле
За=аКа,
где За — затраты на амортизацию, руб.;
а — норма амортизационных отчислений на
приборы и средства автоматизации.
Определение величины годового экономического
эффекта от внедрения автоматизации
холодильной установки. Величину годового
экономического эффекта определяют по формуле
Э=(С1—С2)—?н/Сд+АЗе.уб,
где Э — годовой экономический эффект, руб.;
Сх, С2 — текущие затраты (себестоимость) годового
объема выработки холода по основным
изменяющимся элементам, руб;
Еи — нормативный коэффициент эффективности
(?н = 0,15);
Л Эе.уб—экономия, получаемая в результате
сокращения естественной убыли при хранении, руб.;
п
где Ре бРе уб—^размэр естественной убыли
продукта i-ro вида до и после проведения
автоматизации, т;
Hi — оптовая цена 1 т продукта i-ro
вида, руб.
41

Срок окупаемости и коэффициент
эффективности дополнительных капитальных затрат на
автоматизацию холодильной установки. Срок
окупаемости дополнительных капитальных
затрат на автоматизацию определяют по формуле
Т Ад
0К~ (Ci —С2) + ДЭе.уб '
а коэффициент эффективности по формуле
1 ОК
где Гок — срок окупаемости дополнительных
капитальных затрат, год;
Е — коэффициент эффективности дополнительных
капитальных затрат.
Пример расчета экономической эффективности
автоматизации холодильной установки
(условный)
При внедрении комплексной автоматизации
холодильной установки расход электроэнергии
сократился на 15%, повысилась
производительность труда, высвободилось 5 человек
обслуживающего персонала. Система противоаварийной
защиты обеспечила регламентированную работу
холодильного оборудования, что привело к
снижению затрат на текущий ремонт на 10%,
значительно улучшились условия труда,
повысилась безопасность работы.
В результате оптимизации температурного
режима в камерах хранения размер естественной
убыли снизился, например, по говядине I
категории на 2 т, по баранине I категории на 3 т и
по свинине на 2 т. При оптовой цене за 1 т
говядины I категории 1500 руб., баранины I
категории 1600 руб и свинины в полутушах 1700 руб.
суммарный размер экономии составил
11,2 тыс. руб.
Основные исходные данные для расчета
приведены в табл. 1. Расчет экономической
эффективности дан в табл. 2.
Таблица 1
Показатели
Годовой объем выработки хо-
Текущие затраты на
выработку холода по основным
изменяющимся элементам, тыс.
руб:
заработная плата с
начислениями
электроэнергия ....
текущий ремонт ....
амортизационные
отчисления
Итого
До внедрения

автоматизации
1 600 000
27,0
16,0
2,0
—
45,0
После
внедрения
автоматизации
1 600 000
20,0
13,6
1,8
5,4
40,8
Таблица 2
Показатели
Дополнительные капитальные
затраты на автоматизацию /Сд,
тыс. руб ! — 145,0 | +45,0
Текущие затраты Сг и С2, тыс.
руб | 45,0 | 40,8 | —4,2
Размер экономии, получаемой
в результате сокращения
естественной убыли ДЗе.уб» тыс. руб. I — 111.2 I —11,2
Нормативный коэффициент
эффективности ?н
Годовой экономический эффект
ЭУ тыс. руб
Срок окупаемости Тт, год
Коэффициент эффективности
дополнительных капитальных
затрат Е
Таким образом, изложенная выше методика
позволяет рассчитать экономическую
эффективность от внедрения автоматизации
холодильных установок и ожидаемый экономический
эффект при проектировании.
До
внедрения
автоматизации
45,0
! —
| —
~
После
внедрения
автоматизации
45,0 |
40,8
11,2
0,15
8,6
2,9 |
0,34
:?+
О) N
в;
л г
!*ю5
«'-go.

ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
621.564.22
Метод определения
истинного паросодержания
двухфазного потока аммиака
Б. А. ФРИДМАН
Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
До сих пор структура двухфазного потока
холодильного агента и закономерности его движения в
охлаждающих батареях и воздухоохладителях изучены недостаточно.
Одним из основных факторов, характеризующих
двухфазный поток, является истинное паросодержание
холодильного агента ф, определяемое по доле сечения трубы,
занятой паром:
F"
где F" — площадь сечения трубы, занятая паром, м2;
F — площадь сечения трубы, м2.
С начала изучения двухфазных потоков долю сечения
трубы, занятую паром, определяли в зависимости от
условий работы. Многие исследователи [1—4] указывают, что
при движении парожидкостной смеси в трубах средние
скорости фаз не равны между собой — возникает явление
«скольжения», т. е. пар движется относительно жидкости
со скоростью ш0тн» равной разности абсолютных
скоростей пара w" и жидкости w .
Было установлено, что истинная доля сечения трубы,
занимаемая какой-либо из фаз, отличается от той, которая
получается по расчетам, если исходить из расчетных
объемов жидкости и пара.
Расходное объемное паросодержание
G"
Р = ;
р
¦+¦
р
где G" — массовый расход пара, кг/ч;
G' — массовый расход жидкости, кг/ч;
р" — плотность пара, кг/м3;
р' — плотность жидкости, кг/м3.
При отсутствии «скольжения» C = ф.
«Скольжение» — одно из важнейших специфических
свойств двухфазных потоков, отличающее их от
однофазных.
Без экспериментального изучения этого явления и
различных факторов, воздействующих на него,
невозможно построить правильную методику гидравлического
расчета трубопроводов, транспортирующих двухфазную
смесь.
Следует отметить, что аналитическое определение
относительных скоростей фаз весьма затруднительно, в
частности, из-за отсутствия данных о значении
коэффициента гидравлического сопротивления на поверхности
раздела фаз.
Экспериментально определить истинное
паросодержание возможно различными методами, основные из
которых следующие:
метод отсечки экспериментального участка
трубопровода различными быстродействующими запорными
устройствами;
метод взвешивания экспериментального участка
трубопровода;
метод просвечивания экспериментального участка
гамма-лучами.
Первый из них недостаточно точен, так как некоторое
количество жидкости налипает на стенках трубы. Лок-
карт [3] также набирал двухфазную смесь между двумя
быстрозахлопывающимися клапанами, но промывал тру-
Рис. 1. Емкостный датчик:
1 — присоединительные фланцы;
2 — направляющие патрубки;
3 — обечайка; 4 —
герметические контакты в стеклянной
оправе; 5 — герметизированная
коробка: 6 — пластины
конденсатора; 7 — прокладки
конденсатора (фторопласт-4); 8 —
ограничители (фторопласт-4).
43

бу большим количеством быстро испаряющегося
растворителя, давая испариться остатку последнего. Точность
его определения была значительно выше.
Метод взвешивания экспериментального участка, а
также метод просвечивания его у-лучами достаточно точны,
однако их конструктивные решения, особенно при работе
с агрессивными холодильными агентами, довольно
громоздки.
Для изучения двухфазного участка системы
охлаждения с использованием холодильного агента одновременно
в качестве хладоносителя разработан метод определения
истинного паросодержания, в основу которого положено
различие в диэлектрической проницаемости паровой и
жидкостной фаз [5, 6]: так, при температуре кипения
аммиака —30° С диэлектрическая проницаемость
жидкости равна 22, а пара — 1,0072.
Измерения проводятся с помощью
плоско-параллельного емкостного датчика (рис. 1), разработанного
специально для данного метода.
Датчик устанавливают на контролируемом участке
трубопровода с двухфазным течением, пластины
конденсатора датчика располагают вдоль потока. Живое сечение
датчика эквивалентно сечению трубопровода.
Емкость датчика изменяется в зависимости от
диэлектрической проницаемости парожидкостной смеси,
находящейся между пластинами, пропорционально изменению
величины паросодержания холодильного агента.
С помощью радиочастотного кабеля датчик
подключается к электронному измерителю емкости, который имеет
возможность компенсировать нерабочую емкость кабеля.
С выхода измерителя сигнал постоянного тока,
пропорциональный емкости датчика, а следовательно, и паро-
содержанию, поступает на гальванометр шлейфового
осциллографа Н-700, который записывает на осциллогра-
фическую ленту изменения тока в цепи измерителя за
время т (с). Гальванометр марки М.001-4 имеет рабочий
диапазон частот от 0 до 800 Гц, т. е. осцилллографом
отмечаются все колебания паросодержания,ц протекающие за
промежуток времени более или равный 0,0012 с.
Время записи осциллограмм
L
W
где l — длина исследуемого двухфазного участка
трубопровода, м;
—icxi—i to=~WC
*—< -28Г
w' — приведенная расчетная скорость жидкости, м/с.
Емкость конденсатора датчика
0t88?r,MS(/i- 1)
С= d ,
где gcM — диэлектрическая проницаемость смеси;
S — площадь пластины, см2;
п — количество пластин;
d — расстояние между пластинами, мм.
Зная емкость датчика, можно рассчитать
диэлектрическую проницаемости смеси:
Cd
Scm-o,88S(/i—l)e
В литературе [7] имеются аналитические зависимости,
выраженные в функции есМ, для количественной оценки
соотношения фаз.
При строгом рассмотрении оказывается, что
выполненные с их помощью расчеты будут приближенными, так
как эти зависимости не учитывают искажений в показаниях
конденсатора вследствие того, что аммиак, находящийся
в датчике, обладает наряду с диэлектрическими
определенными электролитическими свойствами.
Точный расчет такого конденсатора представляет
большие трудности, поэтому в настоящей работе емкость
конденсатора при изменении количества жидкости,
находящейся в нем, определяли тарировкой.
Тарировочное устройство показано на рис. 2.
Датчик заполняли аммиаком через патрубок от
насосной системы охлаждения опытной установки.
Заполнение датчика аммиаком регулировалось отсосом или
сливом его в дренажную линию. Уровень измерялся
катетометром через смотровое стекло. Тарировка датчика
выполнена при трех температурах кипения аммиака t0 —
= _10, —28, —40° С. Температуру аммиака
контролировали по давлению насыщения с помощью образцового
манометра класса 0,4.
В ходе эксперимента были взяты пробы аммиака,
циркулировавшего в опытной установке через датчик в
количестве 200 мл каждая. Химический анализ показал,
что в аммиаке имелись примеси (%):
Пробы
Вода 0,39 0,41
Масло 0,12 0,13
Окислы металлов 0,17 0,20
Полученная зависимость силы тока, протекающего
через гальванометр, от паросодержания холодильного
агента, находящегося между пластинками конденсатора
датчика, при —28° С представлена на рис. 3.
Как показали проведенные расчеты, принятый способ
тарировки прибора является оправданным и приводит к
незначительной погрешности при использовании прибо-
:^
Рис. 2. Тарировочное устройство:
I __ смотровое стекло; 2 — патрубок для образцового
манометра; 3 — патрубок паровой; 4 — емкостный датчик;
5 — технологическая приставка; 6 —патрубок жидкостный.
80 88 Щ7о
Рис. 3. Зависимость силы тока в цепи измерителя емкости
датчика от содержания паров холодильного агента <g в
объеме последнего при температуре кипения —28 С.
44

f-100%
"Xryv
уК^.
/\
ш
-100%
f-OX
л
\
N^*
V
v/V
Я
4ФЬ
/
~^
\
/
/"
\ ! sA^s*
\ I
Рис. 4. Осциллограммы истинного паросодержания в вертикальном трубопроводе^ при температуре кипения —28° С
различных кратностях циркуляции с соответствующим расходным паросодержанием холодильного агента:
а — z = 80, 0 = 89%; б - z = 50, 3 — 93%; в — г = 20, 0 = 97%.
ра для измерения истинного паросодержания при всех
режимах движения, кроме эмульсионного. Для
эмульсионного режима погрешность возрастает и при некоторых
условиях может доходить до 10—15%.
Для примера приведены результаты измерения
истинного паросодержания при подъемном движении
двухфазного потока аммиака в вертикальном трубопроводе
экспериментальной установки при t0 — —28° С, кратностях
циркуляции 80, 50 и 20, соответствующих расходному
объемному паросодержанию 89, 93 и 97%.
Полученные осциллограммы приведены на рис. 4.
Истинное паросодержание холодильного агента на
контролируемом участке установлено расшифровкой
осциллограмм в соответствии с тарировочной кривой и
усреднением полученных значений паросодержания за
время т. Погрешность обработки результатов измерения
составила 4%.
Полученная зависимость истинного Еаросодержания
холодильного агента от расходного представлена на рис. 5.
Измерения показали наличие значительного «скольжения»
паровой фазы холодильного агента в вертикальном
направленном вверх двухфазном потоке.
А
i,7o
90
80
-*-
35 W 45 50 55 60 65 70 у>,%
Рис. 5. Зависимость истинного паросодержания ср холо«
дильного агента от расходного р.
Разработанный [экспериментальный . метод
определения истинного паросодержания двухфазного потока
аммиака, в основу которого положено различие в значениях
диэлектрической проницаемости паровой и жидкостной
фаз, может быть использован в аналогичных исследованиях.
3.
6
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А р м а н д А. А. Сопротивление при движении
двухфазной системы по горизонтальным трубам.—
«Известия АТИ», 1946, № 1, с. 3—8.
2. Мамаев В. А. и Одишария Г. Э. Об
относительной скорости газа при движении газожидкостного
потока в трубах.— «Котлотурбостроение», 1965, вып.
59, стр. 90—97.
Lockhart R. W., Martinelli R. С.
Proposed Correlation of Data for Isothermal Two-Phase Two-
Component Flow in Pipes.— «Chemical Engineering
Progress», Vol. 45, 1949, p. 38—48.
S с h i с h t H. — «Kaltetechnik», 1965, Nr. 2,
S.59.
Гоголин А. А., Фридман Б. А.,
Поздняков Б. И. Способ защиты компрессора холодильной
машины от гидравлического удара. Авт. св-во № 344238.
— «Открытия, изобретения, промышленные образцы,
товарные знаки», 1972, № 21, с. 153.
Гоголин А. А., Фридман Б. А.,
Поздняков Б. И. Способ регулирования паросодержания
холодильного агента. Авт. св-во № 344239.—
«Открытия, изобретения, промышленные образцы, товарные
знаки», 1972, № 21, с. 153.
7. С к а н а в и Г. И. Физика диэлектриков. М., Гостех-
издат, 1959.

621.565.83:621.564.25
Термодинамические свойства
смеси фреонов-12 и 23
Доктор техн. наук 3. И. ГЕЛЛЕР,
канд. техн. наук А. П. КУЗНЕЦОВ,
А. В. ЕГОРОВ, Ю. А. ВАСЮТИНСКИЙ
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
(Из диссертационной работы Ю. А. Васютинского)
Тепловые диаграммы необходимы для проведения
анализа циклов и расчетов холодильных машин, работающих
на смесях холодильных агентов.
Для построения диаграммы концентрация —
энтальпия (§ — t), кроме знания термодинамических свойств
компонентов, необходимо располагать
экспериментальными данными по фазовым равновесиям и теплотам
смешения в требуемом интервале температур, давлений и
концентраций.
Теплоты смешения для смеси фреонов-12 и 23
определены по методике, описанной в работе [1]. Кроме того,
нами проведено экспериментальное исследование
равновесных составов паровой и жидкой фаз при различных
температурах и давлениях. По этим данным была
построена диаграмма мольная концентрация — давление (х — /?),
которая с помощью изобарических сечений преобразована
в диаграмму мольная концентрация — темпарура(д: — Т).
Для построения диаграммы мольная концентрация —
энтальпия (х — i) нанесена сетка изотерм в паровой и
жидкой фазах. При умеренных давлениях с приемлемой
точностью рассматриваем паровую фазу как идеальный
раствор, пренебрегая теплотой смешения. В этом случае
изотермы в паровой фазе представляют собой прямые
линии
[" = A —*) ix + xi.
Энтальпии чистых компонентов (tj— первый, i2 —
второй) при данной температуре Т в области, далекой от
критической, мало зависят от давления и определяются
только по температуре на линии насыщения. Это
справедливо для фреона-12, но не для фреона-23, который при
рассматриваемых температурах находится вблизи
критической точки. Поэтому энтальпию фреона-23 находили с
учетом влияния давления.
В жидкой фазе изотермы проведены с учетом теплот
смешения в соответствии с зависимостью для энтальпии
реального раствора
i' = A — х) i\ + xi'2 + At. B)
Данные по энтальпиям чистых компонентов были взяты
из работ [2, 3].
Кривые сухого пара и кипящей жидкости проведены
по точкам пересечения изотерм и линий постоянного
состава согласно диаграмме х — Т.
Для удобства проведения инженерных расчетов
диаграмма х — i была перестроена в диаграмму массовая
концентрация — энтальпия (I — /), изображенную на рис. 1.
Сопоставление экспериментальных р, Т, ^-параметров
смеси фреонов-12 и 23 с расчетными значениями показало
удовлетворительное их согласование.
Диаграммы мольная концентрация — энтропия (х — S)
строили следующим образом. Энтропия моля бинарной
смеси [4]
S*'=(l ~ х) S\ + х S2 - R[(\ - х)\п (I - х) + х\п х],
C)
где S*' — энтропия жидкого идеального бинарного
раствора, Дж/(моль.К);
5р S2 — мольная энтропия жидкой фазы первого и
второго компонентов.
Так как исследуемые растворы являются реальными,
необходимо учитывать избыточную энтропию AS [4]:
А/ — AG
AS = f , D)
где А/ — теплота смешения, Дж/моль;
AG — избыточный потенциал Гиббса, Дж/моль;
Т — абсолютная температура, К-
Полагая, что энтропия в исследованном интервале
давлений не зависит от давления, получаем
5ж = 0—*) S'\ + *S2 — R[(l—x) In A-х) + x In x] +
+ AS. E)
По уравнению E) были рассчитаны значения энтропии
для ряда изотерм, которые нанесены на график в
координатах х — S. С помощью диаграммы х — Т нанесена
сетка изобар, для построения которых в паровой области
было использовано уравнение фазового обмена [5]
• = S" — Sr — (*" — х')
dSr
дхг
F)
где q"-' — дифференциальная теплота конденсации при
р = const к Т = const, определяемая по
уравнению
п , дГ
д- =Г_Г_(^__^)_. G)
Величина q"~r получена графически с помощью
диаграммы х — t.
^фю/кг
О 0,2 0,<t 0,6 0,8 ЪяМ/кг
Рис. 1. Диаграмма | — i для смеси фреонов-12 и 23.

1,8
Построение изобар в паровой фазе выполнено в
диаграмме х — S следующим образом. По известному значению
о"-г
—™—при данном давлении р и температуре Т в соответствии
с выражением F) из состояния насыщенной жидкости
определяли точку, характеризующую равновесное
состояние пара. Для этого провели касательную к изотерме, а
затем из точки пересечения касательной и линии
постоянного состава по ординате отложили отрезок, равный по
а"-'
величине—т^г. Для удобства проведения расчетов
диаграмма х — «S была перестроена в диаграмму массовая
концентрация — энтропия (? — S), которая изображена
на рис. 2.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
I. Геллер 3. И., Чайковский В. Ф.,
Егоров А. В. Теплоты смешения фреонов-12 и 115 с фрео-
ном-22.— «Холодильная техника», 1971, № 8, с. 29—
30.
2.
3.
4.
5.
«Kaltetechnik», 1966, Bd. 18, Nr. 5, S. 203.
«Kaltetechnik», 1968, Bd. 20, Nr. 1, S. 29.
Пригожий И., Дефей Р. Химическая термо
динамика. М., «Наука», 1966.
Кириллин В. А., Шей н длин А. Е. Термоди
намика растворов. М., Госэнергоиздат, 1956.
0 02 ОЛ 0;6 0,8 ^кв/кг
Рис. 2. Диаграмма \ — 5 для смеси фреонов-12 и 23.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 357428 B1) 1417920/24-6 B2) 20.03.70 E1) F 25 d
21/00 E3) 621.565.943 G1) Всесоюзный
научно-исследовательский и экспериментально-конструкторский институт
торгового машиностроения G2) Ю. И. ВВЕДЕНСКИЙ
И В. М. ЧАНТУРИЯ
E4) СПОСОБ ВЫХОДА ХОЛОДИЛЬНОГО АГРЕГАТА
НА ЦИКЛИЧНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ после завершения
оттаивания снеговой шубы с поверхности
воздухоохладителя, отличающийся тем, что, с целью предотвращения
резкого повышения температуры в охлаждаемом объеме
и сокращения времени выхода на режим, сначала
включают холодильный агрегат, а затем по истечении
заданного интервала времени включают вентилятор
воздухоохладителя.
A1) 358543 B1) 1325700/24-6 B2) 14.04.09 E1) F 04 b
35/04; F 25 b 31/00 E3) 621.512 G1) Специальное
конструкторское бюро электродвигателей G2) Ю. В. БАКУМОВ,
г. я. шкилько, п. н. луговиков, г. а. круме-
ЦАДИК, Е. Н. АКСЕЛЬРОД И В. К. СЕРДЮКОВА
E4) ГЕРМЕТИЧНЫЙ КОМПРЕССОР С
ЭЛЕКТРОПРИВОДОМ, содержащий статор и установленный на
консольном валу ротор, отличающийся тем, что, с целью
повышения надежности, зазор между ротором и статором
выполнен клиновидным.
A1) 358586 B1) 1496393/24-6 B2) 09.12.70 E1) F 25 b
21/02 E3) 621.565.83 G1) Специальное конструкторское
бюро института полупроводников АН СССР G2) И. В.
ЗОРИН
E4) 1. ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ХОЛОДИЛЬНИК,
содержащий камеру с двойными стенками и размещенные
в межстеночном пространстве теплоизоляцию и
термоэлектрическую батарею с холодными и горячими спаями,
последние из которых поджаты к внешней стенке
камеры, отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности, в камере установлен испаритель, подключенный
по жидкому хладагенту U-образным каналом к полости,
в которой расположены холодные спаи, а по пару — к
прослойке между внутренней стенкой камеры и
теплоизоляцией для обеспечения циркуляции через последнюю
паров хладагента.
2. Холодильник по п. 1, отличающийся тем, что дверь
камеры выполнена с прослойками между теплоизоляцией
и стенками и прослойки подключены к системе
циркуляции хладагента в межстеночном пространстве камеры с
помощью гибких шлангов.
3. Холодильник по п. 1, отличающийся тем, что
батарея выполнена с отверстиями для продува паров
хладагента вдоль ее боковой поверхности в направлении от
горячих спаев к холодным.
47

A1) 358587 B1) 1495825/28-13 B2) 03.12.70 E1) F 25 d
11/02 E3) 621.565.83 G2) А. Т. БЕЛЕВЦЕВ, В. Ф.
ЛЕБЕДЕВ, Ю. А. КАЛИНИН, В. Г. КРУГЛИКОВ,
А. П. ЛЕОНОВ, С. В. ОРДЫНКИН И Г. Н. УТКИН
E4) ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ХОЛОДИЛЬНИК, сое
тоящий из теплоизолированного корпуса, крышки,
термобатареи и вентилятора для осуществления
принудительной циркуляции воздуха, отличающийся тем, что, с целью
обеспечения возможности регулирования рабочего объема
камеры холодильника, крышка в нижней части выполнена
полой и снабжена сильфонной вставкой, установленной
внутри полости, и закрепленными с ее наружной стороны
штифтами, а корпус имеет последовательно
расположенные по его высоте пазы для фиксации штифтов.
A1) 358589 B1) 1611422/28-13 B2) 11.01.71 E1) F 25 d
17/06 E3) 621.565.3 G1) Государственный проектный
институт «Молдгипропищепром» G2) Е. А. ПОХИЛЕН-
КО И А. И. ГОЛУБИШЕН
E4I. КОНВЕЙЕРНЫЙ АППАРАТ ДЛЯ
НЕПРЕРЫВНОГО ЗАМОРАЖИВАНИЯ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ
В ПОТОКЕ ОХЛАЖДЕННОГО ВОЗДУХА, состоящий из
холодильной камеры с загрузочным и разгрузочным
окнами, внутри которой смонтирован многоярусный цепной
конвейер, несущий противни для продукта, направляющие
для перемещения противней и вентилятор с
воздуховодами, отличающийся тем, что, с целью интенсификации
процесса замораживания путем лучшего обдувания продукта
потоком ^нагнетаемого холодного воздуха, противни
укреплены на конвейере наклонно под углом
преимущественно 10—40° к горизонтальной плоскости.
2. Аппарат по п. 1, отличающийся тем, что, с целью
обеспечения наклонного положения, противни закреплены
на конвейере с помощью оси, смещенной от центра тяжести
к задней стенке противня.
3. Аппарат по пп. 1 и 2, отличающийся тем, что, с
целью фиксации угла наклона противней на конвейере,
направляющие в местах перехода противней с одной в€;т-
ви на другую выполнены с разрывом, каждый противень
снабжен парой нижних и верхних роликов, служащих
для перемещения по направляющим.
4. Аппарат по пп. 1 и 2, отличающийся тем, что, с
целью улучшения теплообмена, дно и передняя стенка
противня изготовлены из сетчатого материала.
A1) 359486 B1) 1634620/24-6 B2) 05.03.71 E1) F 25 b
7/00 E3) 621.574.9 G1) Специальное конструкторское
бюро холодильного машиностроения G2) Ф. И. ДАВЫДОВ,
А. М. ЦИКЕРМАН, А. С. БУРЛАК И В. Ф. КОВАЛЕВ
E4) КАСКАДНАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
преимущественно для тропических условий, верхний
каскад которой содержит компрессор и охлаждаемый
водой конденсатор с ресивером жидкого хладагента,
отличающаяся тем, что, с целью повышения надежности и
улучшения энергетических показателей при
использовании в верхнем каскаде хладагента с низкой температурой
кипения, например фреона-22, к всасывающей стороне
компрессора подсоединена расширительная емкость, и
конденсатор размещен внутри этой емкости, а ресивер
снабжен рубашкой, подключенной к водяной полости
конденсатора.
A1) 359495 B1) 1203990/24-6 B2) 19.12.67 E1) F 28 d
7/00; F 25d 21/08 E3) 621.565.945 G2) Л. Л. ГЕНИН,
К. Д. КАН И В. А. ТИМОШИН
E4) ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛЬ, содержащий секции
оребренных трубчатых змеевиков и электронагреватель
для периодического оттаивания снеговой шубы с его
поверхности, отличающийся тем, что, с целью повышения
эффективности процесса оттаивания, электронагреватель
выполнен в виде размещенных между секциями пластин
из электропроводной пластмассы, установленных
перпендикулярно ребрам и параллельно направлению движения
потока воздуха.
A1) 360520 B1) 1601430/29-14 B2) 22.12.70 E1) F 24 f
5/00 E3) 697.933.2 G1) Государственный институт по
проектированию предприятий трикотажной и швейной
промышленности, Ленинградский зональный
научно-исследовательский и проектный институт типового и
экспериментального проектирования жилых и общественных
зданий и Государственный институт по проектированию
предприятий текстильной промышленности G2) П. И.
СЫРОВ АТКО, А. Б. ЗЛОТНИКОВ И И. Д. МИГДАЛ
E4) 1. УСТАНОВКА ДЛЯ КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ
ВОЗДУХА, включающая холодильные машины,
аккумулирующую емкость, оросительные камеры, насосы,
подающий и отводящий трубопроводы, отличающаяся тем,
что, с целью повышения холодопроизводительности, на
подающем трубопроводе смонтирована гидроколонна, а
каждая из оросительных камер имеет уравнительный
бачок, присоединенный к подающему и отводящему
трубопроводам.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
гидроколонна имеет измерительное устройство с датчиком для
автоматического регулирования.
A1) 360523 B1) 1634619/24-6 B2) 05.03.71 E1) F 25 b
7/00 E3) 621.574.9 G1) Специальное конструкторское
бюро холодильного машиностроения G2) Ф. И. ДАВЫДОВ,
А. С. БУРЛАК, С. Ф. ВАРЗАР И В. Ф. КОВАЛЕВ
54) АВТОМАТИЗИРОВАННАЯ КАСКАДНАЯ
ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, нижний каскад которой
содержит компрессор, конденсатор с ресивером жидкого
хладагента, расширительную емкость для снижения
давления в каскаде при стоянке установки и последовательно
соединенные дроссельный и соленоидный вентили для
подачи хладагента в испаритель, отличающаяся тем, что,
с целью повышения надежности и упрощения
автоматизации, расширительная емкость подсоединена через
калиброванное сопло к линии связи дроссельного и
соленоидного вентилей с установкой последнего перед
испарителем после дроссельного вентиля по ходу хладагента.
A1) 360525 B1) 1620006/24-6 B2) 15.02.71 E1) F 25 b
15/02 E3) 621.575.9 G1) Одесский технологический
институт холодильной промышленности G2) Л. Ф.
СМИРНОВ И Е. И. КЛЕЩУНОВ.
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
термохимический компрессор и испаритель для
производства холода, отличающаяся тем, что, с целью
использования тепла низкого потенциала, например 45° С, и
снижения металлоемкости, компрессор на всасывающей стороне
выполнен в виде кристаллизатора для образования
кристаллогидратов, а на нагнетательной — в виде плавителя-
отстойника для разложения образовавшихся
кристаллогидратов с непосредственным получением жидкого
хладагента и воды.
A1) 360528 B1) 1631149/28-13 B2) 08.02.71 E1) F 25 d
25/04 E3) 621.565.3 G2) Ю. В. СТАРЫХ
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ БЛОК-
ФОРМ В СКОРОМОРОЗИЛЬНЫХ АППАРАТАХ,
состоящее из многоярусного цепного конвейера, шарнирно
связанного с блок-формами, направляющих для роликов
блок-форм и приспособления для перевода блок-форм
с яруса на ярус, отличающееся тем, что, с целью
повышения надежности в работе и упрощения конструкции,
шарниры расположены на продольной оси блок-форм, а
приспособление для перевода блок-форм с яруса на ярус
образовано двумя копирами, установленными с наружной
стороны поворотных звездочек конвейера и имеющих
выемки для захода и фиксации роликов.
48

A1) 361366 B1) 1624769/24-6 B2) 03.02.71 E1) F 25 d
21/06 E3) 621.574 G1) Институт прикладной физики
АН Молдавской ССР G2) Е. А. ПОХИЛЕНКО
E4) СПОСОБ ОТТАИВАНИЯ ИНЕЯ С ПОВЕРХНОСТИ
ИСПАРИТЕЛЕЙ низкотемпературной камеры в системе,
оборудованной автономными низко- и
высокотемпературной холодильными установками, отличающийся тем, что,
с целью эффективного использования аккумулированного
инеем холода, оттаивание по крайней мере одного из
испарителей низкотемпературной камеры при
одновременной выработке холода остальными осуществляют
путем сублимации с помощью пара, подаваемого в испаритель
из всасывающего трубопровода высокотемпературной
холодильной установки с последующим возвратом
образовавшегося конденсата в высокотемпературную
холодильную установку для повторного испарения.
(И) 361363 B1) 1620883/24-6 B2) 12.02.71 E1) F 25 b
9/02 E3) 621.565.83 G2) Ю. В. АНТОНОВ, Б. А. ВИГ-
МАН, Н. Г. ДЕРЕВЯНКО, В. С. ЗОЛОТИН, Л. С. КО-
МЕНДАНТОВА, Н. С. НИКОЛАЕВ, Ю. И. ПАВЛИНОВ
и ю. в. чижиков
E4) 1. ВИХРЕВАЯ ТРУБА преимущественно для
малых расходов сжатого газа, содержащая камеру с
сопловым вводом и каналы, подключенные к кольцевому
коллектору для отвода паразитного потока, диафрагму
с центральным отверстием для выхода холодного потока
и дроссельный вентиль на горячем конце трубы,
отличающаяся тем, что, с целью повышения термодинамической
эффективности в стенке камеры выполнены, сообщающиеся
с коллектором, сверления для охлаждения паразитным
потоком начального участка горячего конца трубы.
2. Труба по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
регулирования расхода паразитного потока, сверления
соединены кольцевой проточкой, снабженной ниппелем.
3. Труба по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
уменьшения габаритов, хвостовая часть дроссельного
вентиля выполнена в виде моголепестковой крестовины
для спрямления вихревого потока.
A1) 364811 B1) 1247816/28-13 B2) 15.06.68 E1) F 25 с
1/12 E3) 621.584.2 G2) А. А. ВАЙНЕР, С. К.
КАРЕЛИН, М. М. ГРИГОРОВ И А. С. РЕМОРОВ
E4) ЛЬДОГЕНЕРАТОР ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА
ТРУБЧАТОГО ЛЬДА, состоящий из батареи теплообменных
трубных элементов с патрубками для подачи воды,
жидкого хладагента, горячих паров хладагента при оттайке
и отвода образующихся паров при замораживании,
отличающийся тем, что, с целью компактности устройства
и упрощения конструкции, трубные элементы
сопряжены один с другим и образуют замкнутые полости для
циркуляции хладагента, а для обеспечения циркуляции
хладагента по периферии батареи внешние трубные элементы
ее соединены фигурными кожухами, имеющими в
поперечном сечении форму сегмента.
К СВЕДЕНИЮ
АВТОРОВ!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» нужно
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа
через два интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр.,
для всех остальных — 7 стр. машинописного текста, число рисунков не
должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных
букв и с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим
карандашом — латинского алфавита.
4. В статьях следует использовать Международную систему единиц (СИ).
5. Список литературы к статье необходимо подготавливать в соответствии
с ГОСТ 7. 1—69 «Описание произведений печати для библиографических
и информационных изданий». В списке литературы приводятся фамилия
и инициалы автора, название книги, статьи, реферата, диссертации, а
также место издания, наименование издательства, год издания (или
название журнала, или другого периодического издания, год выпуска, номера
страниц, на которых помещена статья). Ссылки на литературу в
тексте следует давать по порядку номеров.
6. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и
схемы выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам
черчения и с соблюдением ГОСТов. Представляемые светокопии должны быть
ясными. Допустимый наибольший размер чертежа 420x594 мм. Подрисуноч-
ные подписи печатаются на отдельной странице.
7. Одновременно со статьей представляется реферат, в котором кратко
излагается содержание статьи, приводятся данные о характере работы и
основных ее результатах. Объем реферата не должен превышать 1/3 страницы
машинописного текста, отпечатанного через два интервала.
8. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: 125422, Москва, А-422, ул. Костя-
кова, 12. Редакция журнала «Холодильная техника».
49

ОБМЕН ОПЫТОМ
621.572-52
Автоматическое регулирование температуры кипения
с применением запоминающих устройств
с электромагнитным возвратом
Схема импульсной астатической системы
регулирования температуры кипения, с
применением трехпозиционного регулятора
температуры и двух командно-электропневматических
приборов типа КЭП-12у* внедрена на многих-
холодильных установках предприятий пищевой
и мясо-молочной промышленности страны.
Опыт эксплуатации такой схемы, например
на Кишиневском мясокомбинате в течение 3 лет,
показал, что она позволяет поддерживать
температуру кипения в системе в заданных
пределах, обеспечивает равномерный износ
холодильных машин, надежна в работе и проста в
обслуживании.
Вместе с тем при исчезновении напряжения
питания в сети и повторном его появлении
функционирование схемы нарушается.
Восстановление рабочего состояния требует включения
в автоматическом режиме тех компрессоров,
которые работали до исчезновения напряжения,
но они не всегда известны оператору.
Кроме tofo, включение компрессоров в
автоматическом режиме возможно только в случае
принудительного замыкания соответствующих
контактов пускового КЭП AКЭП), что может
сделать только специалист-электрик, либо
путем введения в схему дополнительных
пусковых кнопок (по числу компрессоров),
шунтирующих соответствующие контакты 1КЭП.
Авторами предложена усовершенствованная
схема автоматического регулирования
температуры кипения, лишенная указанного недостатка.
Схема состоит из трехпозиционного
регулятора температуры ТР (обычно используется
ПТР-3 или электронный мост с трехпозицион-
ным регулирующим устройством), двух
командно-электропневматических приборов 1КЭП и
* Завел ион Г. Е., Геллер С. Л. Автоматическое
регулирование температуры кипения.—«Холодильная
техника», 1968, № 2, с. 38—39.
2КЭП типа КЭП-12у и промежуточных реле
с электромагнитным возвратом Т-РП (по
числу компрессоров) серии РПУ-1.
Схема позволяет осуществлять автоматическое
позиционное регулирование температуры
кипения в системе, содержащей до 12 компрессоров
(включительно).
На рисунке приведена схема для системы,
содержащей четыре компрессора.
Для удобства описания работы предлагаемой
схемы примем условно за исходное состояние
случай, когда температура кипения в
холодильной системе находится в пределах нормы,
контакты промежуточных реле Т-РП1-±-Т-РП4
разомкнуты, все компрессоры, закрепленные за
данной системой, отключены и контакты № 1
обоих КЭП замкнуты.
Когда температура кипения достигнет
значения выше заданного, замкнется контакт ТР-1,
в результате чего включится в работу 1КЭП,
а через контакт 1КЭП-1 получит питание
втягивающая катушка реле Т-РП1 управления
компрессором № 1. При включении
втягивающей катушки якорь реле притягивается и
удерживается в таком положении защелкой при
обесточенной втягивающей катушке. При этом
контакт реле Т-РП1 замкнут и компрессор № 1
включен.
Если в течение заданного времени /2,
которое устанавливается большим по сравнению
с постоянной времени холодильной системы,
температура не снизится до заданного значения,
замкнется контакт 1КЭП-2 и включит
втягивающую катушку реле Т-РП2 управления
компрессором № 2. Компрессор № 2 включится.
Если температура кипения не снизится за
время, при котором 1КЭП замкнет поочередно свои
контакты 1КЭП-3 и 1КЭП-4, что
свидетельствует о подключении к холодильной системе
максимальной тепловой нагрузки, включатся по
аналогии компрессоры № 3 и 4.
50

TP-1
rv-ул
1 /—^
(
1 '
ЛШ-/
' IB
тзп-z
тп-з
1 IB
МЭП-ч-
\в
TP-2
U U
1 у^
гкэп-1
w
2КЗП-2
' IB
2КЭП-3
1 IB
2КЭП-?
1 1в
i I ^
' " | Л/7
;а
Т
Т
_#_
У
У
<7
#7
т
Т-РП1 1
/¦-/^ 1
7WJ 1
Т-Р№ 1
1
7
//
///
W1
W
W3
m
П
<м
м
tf
^
чл
М
*
^
^
*
*
1
^
м
ч
^»
Реле
IV \
Т^^емперату-
щнтакт^^
ТР-1
ТР-2
Выше
нормы
Норма
Ниже
нормы
д~
\0д~озна-
чение
\npudopa
1Щ
Номер


танта
1
2
3
4
5
12
Полное бремя цикла I
t,
tz
*t
Uz
tt\
tz
t,
tz\
ШШШШ - Контакт замкнут
tf -Время опроса
t2 -время паузь/
Схема автоматического регулирования температуры
кипения (а), диаграмма работы терморегулятора (б) и
диаграмма замыкания контактов
командно-электропневматических приборов 1КЭП и 2КЭП (в):
I — питание 220 В; ТУ — трансформатор понижающий
220/127 В; /// — команда на включение компрессоров;
IV — команда на отключение компрессоров.
нутся включенными и компрессоры продолжат
работать до тех пор, пока температура
кипения не станет ниже заданной.
При температуре кипения ниже заданной
замкнется контакт ТР-2, включится в работу 2КЭП>
а через контакт 2КЭП-1 получит питание
катушка возврата реле Т-РП1. Реле разомкнет
свой контакт и отключит компрессор № 1.
Если через время t2 температура не достигнет
заданного значения, замкнется контакт 2КЭП-2
и получит питание отключающая катушка реле
Т-РП2. По аналогии отключится компрессор
№ 2 и т. д.
Применение в схеме в качестве реле
управления компрессорами промежуточных реле
(Т-РП1-±-Т-РП4) с электромагнитным
возвратом серии РПУ-1, сохраняющих включенное
состояние при исчезновении питающего
напряжения, обеспечивает возможность
автоматического восстановления в системе прежнего
рабочего режима. Для этого оператору достаточно
нажать кнопки деблокировки защит в схемах
компрессоров, закрепленных за данной
холодильной системой. При этом автоматически
включаются только те компрессоры, которые
находились во включенном состоянии до исчезновения
напряжения в электросети, и схема вновь
готова к работе.
В приведенной схеме
командно-электропневматические приборы 1КЭП и 2КЭП
настраиваются по одинаковой программе замыканий
контактов, что также создает удобства при наладке
и эксплуатации.
Время опроса t1 рекомендуется устанавливать
в пределах 0,5—1 мин. Время паузы t2, как уже
указывалось, следует устанавливать большим
постоянной времени холодильной системы
(примерно 20—30 мин).
Описанная схема автоматического
регулирования температуры кипения с применением
запоминающих устройств с электромагнитным
возвратом была испытана в лаборатории
специализированного монтажно-наладочного управления
В НПО «Пищепромавтоматика».
Испытания проводили с использованием в
схеме опытных промежуточных реле серии РПУ-1
с электромагнитным возвратом.
В настоящее время описанная схема
внедрена и успешно эксплуатируется на
автоматизированной холодильной установке Григориополь-
ского консервного завода.
При снижении температуры кипения до
заданного значения контакт ТР-1 разомкнётся,
1КЭП отключится, а реле Т-РП1-^гТ-РП4 оста-
С. Л. ГЕЛЛЕР, Г. Е. ЗАВЕЛИОН —
СМНУ ВНПО «Пищепромавтоматика»
и

628.84
Рабочие характеристики кондиционера КПШ-40П
с пневмоприводом
В настоящее время в шахтах Центрального
района Донбасса используются передвижные
пневматические кондиционеры КПШ-40П,
имеющие в качестве привода пневматические
двигатели 4ШК-20 с рабочим давлением 4 кгс/см2.
Удаленность кондиционера от ствола шахты
может быть довольно значительной (до 3000 м),
в связи с чем давление сжатого воздуха перед
ним в отдельные периоды суток снижается до
1,7—2 кгс/см2.
В целях выявления зависимости холодопро-
изводительности шахт от давления сжатого
воздуха, поступающего в двигатель, а также
расходов охлаждающей воды были проведены лабора-
торно-стендовые испытания кондиционера
КПШ-40П с пневмоприводом на различных
теплотехнических режимах. Испытательный стенд,
расположенный на территории шахты 1/5
«Кочегарка» комбината «Артемуголь», позволял
регулировать тепло-влажностную нагрузку на
испаритель кондиционера подключением
определенного количества электрогрелок и подачей
пара в трубопровод; одновременно можно было
менять давление сжатого воздуха и расход
охлаждающей воды.
Зависимость холодопроизводительности
кондиционера КПШ-40П от давления сжатого
воздуха представлена на рис. 1. Расход охлаждаю-
6[п,тыс.ккал/ч
60
55
50
tt
h0
35
30
2 2,25 2,5 2,75 3 3,25р,кес/см2
Рис. 1. Зависимость холодопроизводительности QQ от
избыточного давления р сжатого воздуха перед
пневматическим двигателем при разном расходе воды Gw на
конденсатор:
1 — 3580 кг/ч; 2 — 7300 кг/ч; 3 — 12800 кг/ч.
И^тысятл/ч
5г\
3/
/]/
/ 1у
5
'У
з/
А
/
i
I 1
!
\
i
i
г
—
(Г
—
—
50
42
W
38
36
34
32
30
Рис. 2. Зависимость холодопроизводительности Q0 от
расхода воды Gw на конденсатор при различных
избыточных давлениях р:
1 — 2 кгс/см2; 2 — 2,4 кгс/см2; 3 —2,6ч-2,7 кгс/см2;
4 — 2,7-т-2,8 кгс/см2; б — 2,9-г-3,0 кгс/см2.
щей воды на конденсатор, а также
теплосодержание воздуха на входе в воздухоохладитель
постоянны. Энтальпию воздуха на входе в
воздухоохладитель определяли при /В=30±1°С,
cpB=55-^60°/o.
Анализ рассмотренных зависимостей
позволяет сделать важный вывод: кондиционер КПШ-40П
с пневмодвигателем 4ШК-20, работая в шахте,
развивает расчетную холодопроизводительность
(Q0=40000 ккал/ч) при избыточном давлении
сжатого воздуха перед двигателем р=2,74-2,8 кгс/см2
и расходе охлаждающей воды Gw=35004-
4-7200 кг/ч (при тепловлажностных нагрузках
на воздухоохладитель, реально существующих
в тупиковых выработках глубоких шахт). При
избыточном давлении сжатого воздуха перед
двигателем р=24-2,5 кгс/см2 производительность
компрессора, теплообменная поверхность
конденсатора и поверхность испарителя используются
не полностью. Рост холодопроизводительности
примерно соответствует росту давления перед
двигателем независимо от расхода
охлаждающей воды.
На рис. 2 показана зависимость
холодопроизводительности кондиционера от расхода ох лаж-
52

Др>мм6о5ст.
в А—
во
75 У-—4
70\ 1
65\ -±
55 100 105 110 115 1Z0 /25 Vфиш
Рис. 3. Зависимость аэродинамического сопротивления
воздухоохладителя от расхода рудничного воздуха.
дающей воды на конденсатор при различных
давлениях сжатого воздуха перед двигателем
и постоянной энтальпии на входе в
воздухоохладитель.
Как видно из рис. 2, увеличивая расход
охлаждающей воды, можно существенно повысить
холодопроизводительность установки.
Наибольшая холодопроизводительность достигается при
расходе 7 м3/ч.
Однако увеличение расхода охлаждающей
воды на конденсатор вызывает увеличение потери
напора в водяной рубашке аппарата. При
расходе 10 м3/ч потеря напора достигает 5 кгс/см2.
Если охлаждающая вода подается водяными
насосами, то это влечет за собой дополнительные
расходы энергии. При эксплуатации
кондиционера КПШ-40П в шахтах может быть
рекомендован расход охлаждающей воды (^=25^-26° С)
до 7 м3/ч. В тупиковых выработках, где расход
охлаждающей воды не лимитирован, например,
при подаче воды самотеком с выше лежащего
горизонта, можно рекомендовать максимально
возможный расход охлаждающей воды 12—
14 м3/ч. Это позволяет получать максимальную
холодопроизводительность кондиционера при
прочих неизменных условиях.
Величина аэродинамического сопротивления
воздухоохладителя кондиционера КПШ-40П
зависит от расхода рудничного воздуха V (рис. 3).
На рабочем режиме установки (F=100 м3/мин)
потеря давления в испарителе кондиционера
составляет 65—67 мм вод. ст.
Вследствие очень высокой влажности
шахтного воздуха охлаждение и осушение его
происходят при высоком коэффициенте влаговыпадения
?=2,5~4 против g= 1,2-^-2,5 в наземных
условиях и более высокой разности энтальпий при
одном и том же снижении температуры, так как
основное количество тепла переносится путем
массообмена. Благодаря этому возрастает
холодопроизводительность компрессора, но
одновременно увеличиваются расходы энергии и воды,
охлаждающей конденсатор.
В результате проведенных испытаний
установлена зависимость холодопроизводительности
кондиционера КПШ-40П от относительной
влажности рудничного воздуха (рис. 4).
&{,.тыс.ккал/ч
32 36 W Щ 48 52 56 60 64 68yB,%
Рис. 4. Зависимость холодопроизводительности Q0 от
относительной влажности воздуха q>B перед
воздухоохладителем при разном расходе воды Gw на конденсатор
(р = 2,6^2,7 кгс/см2; tB = 30+Г С):
/ — 3580 кг/ч; 2 — 8200 кг/ч; 3 — 13000 кг/ч.
Анализ этой зависимости показывает, что
холодопроизводительность шахтного
кондиционера повышается при увеличении относительной
влажности рудничного воздуха и возрастании
коэффициента влаговыпадения.
Канд. техн. наук В. Б. СКРЫПНИКОВ —
Днепропетровский горный институт им. Артема

621.57.041
Опыт применения самосмазывающихся поршневых колец
для компрессоров крупной производительности
На Останскинском мясоперерабатывающем
комбинате проведена работа по замене
чугунных поршневых колец графитопластовыми,
изготовленными из материала АФГ-80ВС на
фторопластовой основе. Такую замену
осуществили на компрессорах ЗАГ, АГК-47 и АГК-56.
Кроме того, на поршнях этих компрессоров
установили направляющие пояса из того же
материала вместо применявшихся ранее баббитовых
поясов.
Размер колец и поясов приведен в таблице.
Кольцо изображено на рисунке.
Марка

компрессора
АГК-47 \
АГК-56 /
ЗАГ
Диаметр
Цилиндра
D, мм
300
470
560
450
олщина
ольЦа
мм
Н X о
14
14
18
16
ысота
ольца
мм
CQ «л
16
20
20
16
Толщина
пояса, мм
12,5
12,5
12,5
12,5
Ширина
пояса, мм
60
60
80
60
азор
.замке
,* мм
СО СО «3
6
9
и
9
Первичная заготовка поступает в виде мас-
лот, из которых вытачиваются кольца и пояса
указанных размеров. При этом зазор в замке
делается несколько увеличенным по сравнению
с зазором в металлических кольцах из-за
высокого линейного расширения материала
АФГ-80ВС.
Для повышения упругости кольца в нем
делали проточку, в которую вставляли упругую
стальную проволоку диаметром 5 мм (ГОСТ
15598-70).
При работе компрессоров с новыми
кольцами и направляющими поясами масло в
цилиндры не подавалось (смазывались лишь сальники
штоков). Компрессоры успешно
эксплуатировались с апреля 1970 г. В марте 1973 г. была про-
Графитопластовое кольцо:
D — диаметр; Ь — высота; с — толщина; а ¦— зазор в
замке.
ведена ревизия компрессора ЗАГ,
проработавшего к этому времени свыше 12 тыс. ч. Ревизия
показала, что зазор в замке кольца
увеличился до 15 мм. Износа цилиндра обнаружено не
было. Снятые кольца были проточены под новый
размер поршневых канавок и установлены
на поршни меньшего диаметра в компрессоре
АГК-47. При замене колец на компрессоре
АГК-47 была измерена производительность
компрессора, которая оказалась на 6—7% выше,
чем при работе компрессора с чугунными
кольцами.
А. В. БОРИСОВ—Останкинский мясоперерабатывающий
комбинат
¦

КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Научные исследования в области холодильной техники
и технологии
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
Применение математического моделирования для
построения равновесных характеристик компрессионной
холодильной машины. Розенфельд Л. М.,
Воробьев И. Д. — «Изв. Сибирского отделения Акад.
наук СССР». Серия техн. наук, № 3, вып. 1, 1972, с. 44—
49. Библиогр.: 2 назв.
Сравнительная оценка эффективности работы
распределительных устройств различных конструкций
холодильных установок. Третьюхин А. А. — «Труды ЦНИИ
морского флота», вып. 161, 1972, с. 47—51.
Экспериментальное исследование напряжений
коленчатого вала оппозитного компрессора 4М10-100/8
(холодильной установки). Анисимова Н. И.,
Смирнов Ю. И. — «Труды Горьковского института
инженеров водного транспорта», вып. 112, 1971, с. 22—31.
Экспериментальный стенд для исследования процессов
низкотемпературного испарительного охлаждения
проводников турбогенератора. Розенфельд Л. М., Сер-
даков Г. С, Чехович В. Ю.,
Филиппов И. Ф. — «Изв. Сибирского отделения Акад. наук
СССР». Серия техн. наук, № 3, вып. 1, 1972 г., с. 50—57.
Библиогр.: 8 назв.
Влияние гидродинамики потока рабочего тела на
энергетические показатели системы низкотемпературного
охлаждения электрических турбогенераторов. Сер да-
к о в Г. С. — «Изв. Сибирского отделения Акад. наук
СССР». Серия техн. наук, № 3, вып. 1, 1972, с. 58—66.
Библиогр.: 8 назв.
Исследование процессов фреонового испарительного
низкотемпературного охлаждения стандартных
проводников турбогенератора на экспериментальном стенде. С е р-
д а к о в Г. С, Чехович В. Ю. — «Изв.
Сибирского отделения Акад. наук СССР». Серия техн. наук, № 8,
вып. 2, 1972, с. 93—99. Библиогр.: 7 назв.
Оптимизация параметров системы теплохладофикации.
Розенфельд Л. М., Гершкович В. Ф. —
«Изв. Сибирского отделения Акад. наук СССР». Серия
техн. наук, № 13, вып. 3, 1972, с. 134—138.
Расчет двухкаскадного водофреонового энергетического
цикла с помощью ЭВМ. Розенфельд Л. М.,
Корольков А. Г. — «Изв. Сибирского отделения Акад.
наук СССР». Серия техн. наук, № 13, вып. 3, 1972, с. 124—
133- Библиогр.: 14 назв.
Исследование эффективности теплообмена в
оросительном генераторе абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машины. Доголяцкий В. И. — «Изв.
Сибирского отделения Акад. наук СССР». Серия техн. наук,
№ 13, вып. 3, 1972, с. 139—146. Библиогр.: 10 назв.
Исследование эффективности рециркуляции крепкого
раствора в оросительном генераторе абсорбционной
бромистолитиевой машины. Розенфельд Л. М.,
Доголяцкий В. И. — «Изв. Сибирского отделения Акад.
наук СССР». Серия техн. наук, № 13, вып. 3, 1972, с. 147—
152. Библиогр.: 3 назв.
Эффективность использования абсорбционных и
компрессорных холодильных машин в системе
теплохладофикации. Розенфельд Л. М.,
Гершкович В. Ф.—«Изв. Сибирского отделения Акад. наук
СССР». Серия техн. наук, № 13, вып. 3, 1972, с. 153—156.
Анализ влияния параметров абсорбционной
бромистолитиевой холодильной машины с помощью математической
модели. Розенфельд Л. М., Псахис Б. И. —
«Изв. Сибирского отделения Акад. наук СССР». Серия
техн. наук, № 3, вып. 1, 1972, с. 67—79. Библиогр.:
14 назв.
Некоторые тепловые показатели абсорбционных
холодильных машин (АХМ). Третьюхин А. А., Ж е-
н о в а к Н. Г. — «Труды ЦНИИ морского флота»,
вып. 161, 1972, с. 43—47.
Экспериментальные исследования динамических
характеристик термоэлектрического охладителя.
Романов Д. Е., Чернявский В. В., КарповВ. Г.,
Асаевич П. Т., Ломакин В. Ф., Рожен-
ц е в а С. А., Т а й ц Д. А. Труды СКБ ПП (Ленинград)
и Одесского технологического института холодильной
промышленности. — В кн.: «Холодильная техника и
технология», вып. 14. Киев, «Техшка», 1972, с. 41—44.
Библиогр.: 1 назв.
К вопросу измерения расхода холода тепловым методом.
Мельников И. А., Азимов Р. К-—«Труды
Ташкентского политехнического института», вып. 78,
1971, с. 297.
Вопросы методики распределения изотермического
подвижного состава на сети железных дорог.
Боровских Л. П. — «Труды Московского института
инженеров железнодорожного транспорта», вып. 391, 1971,
с. 29—38.
Вопросы оценки теплотехнического состояния
рефрижераторных вагонов. Гамиров В. И.,
Барабанщиков В. Ф. — «Труды ВНИИ
железнодорожного транспорта», вып. 459, 1972, с. 68—77. Библиогр.:
14 назв.
Оценка систем кондиционирования воздуха (СКВ)
по показателям энергетического КПИ. КокоринО. Я.,
Малахов М. А. — «Труды ЦНИИпромзданий»
вып. 23, 1972, с. 4—16.
Экспериментальное определение технических
характеристик кондиционеров КНУ 12 и КНУ 18.
Сенатов И. Г., Маякова Н. И. — «Труды ЦНИИпром-
изданий», вып. 23, 1972, с. 17—33.
Некоторые предложения по устройству систем KB
с эжекционными кондиционерами-доводчиками. С т а -
вицкий Л. И. — «Труды ЦНИИпромзданий», вып. 23,
1972, с. 47—56.
Аналитические зависимости для расчета распределения
потоков воздуха в системах кондиционирования и венти-
55

ляции с количественным регулированием. Кошеват-
екая А. М. — «Труды ЦНИИпромзданий», вып. 23.
1972, с. 74—80.
Применение вентиляторных градирен в системах
кондиционирования воздуха. Кокорин О. Я., Го-
го ли н В. А., С а р ы ш в и л и М. Д. — «Труды
ЦНИИпромзданий», вып. 23, 1972, с. 87—114.
Регулятор влажности типа «КУСПА» (в установках
кондиционирования воздуха). Долгих В. В. —
«Труды Краснодарского политехнического института,
вып. 35, ч. 1, 1971, с. 51—58.
Факторы, влияющие на степень испарения при
кондиционировании воздуха нагретой водой с непосредственным
разбрызгиванием. Незгада В. Ю. —
«Научно-исследовательские труды Литовского НИИ текстильной
промышленности», № 1, 1971, с. 141—149.
Оценка процессов массопереноса между воздухом и
жидкими сорбентами с помощью коэффициентов
эффективности и числа единиц переноса массы.
Кокорин О. Я., Ры балов С. 3. Труды
ЦНИИпромзданий и Московского инженерно-строительного
института им. В. В. Куйбышева. — В кн.: «Холодил ь-
дильная техника и технология», вып. 14. Киев, «Техшка»,
1972, с. 56—59.
Использование солнечной энергии и особенностей
районов сухого жаркого климата для летнего охлаждения
помещения. Какабаев А. — «Изв. Акад. наук
Туркменской ССР». Серия физ.-техн., хим. и геол. наук, № 5,
1972, с. 45—52. Библиогр.: 9 назв.
Применение кондиционеров для местного охлаждения
воздуха при авариях. Греков С. П., Т к а ч е н -
ко И. А. — «Горноспасательное дело». Труды ВНИИ
горноспасательного дела, вып. 4, 1971, с. 91—95.
Статистический метод определения глубины
промерзания грунта. Леонович И. И., Вырко Н. П. —
«Отопление, вентиляция и строительная теплофизика».
Труды Белорусского политехнического института, вып. 1,
1971, с. 153—160. Библиогр.: 8 назв.
Дистанционный контроль температуры при
замораживании горных пород в лабораторных условиях.
Обухов И. П., Съедин С. А. — В кн. трудов
Всесоюзного научно-исследовательского и проектно-конструк-
торского института по осушению месторождений
полезных ископаемых, специальным горным работам, рудничной
геологии и маркшейдерскому делу, вып. 16, 1971,
с. 142—144.
Теплофизические свойства новых перлитовых
конструктивно-теплоизоляционных и теплоизоляционных
материалов и изделий. Жуков А. В., Спектор Б. В.,
Иванов В. В. — «Вопросы теплообмена и
термодинамики». Институт технической теплофизики Акад. наук
Украинской ССР, вып. 1, 1971, с. 206—215. Библиогр.:
10 назв.
Стенды для исследования тепло- и массопереноса в
низкотемпературной тепловой изоляции.
Масленников Л. А., Петров-Денисов В. Г., Д о к -
н е р М. С. — В кн. трудов Всесоюзного
научно-исследовательского и проектного института «Теплопроект»,
вып. 21, 1972, с. 127—134/
Новый теплоизоляционный материал. Телеснид-
к и й А. Ф., Т и м а ш е в В. В., Волкова А. В. —
«Труды Московского химико-технологического института»,
вып. 68, 1971, с. 260—261.
О теплопроводности полистиролоцементной изоляции
(судовых рефрижераторов). Ковтун А. Д.,
Моисеев Г. П., Рашковский А. С. — «Труды
Николаевского кораблестроительного института», вып. 45,
1971, с. 3—8. Библиогр.: 6 назв.
Механизация процесса изоляции настилов
рефрижераторных трюмов. Моисеев Г. П. — «Труды
Николаевского кораблестроительного института», вып. 45, 1971,
с. 9—12.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
Исследование теплофизических параметров мяса.
Горбатов В. М., Масюков В. Н.,
Еремин В. И. — «Труды ВНИИ мясной промышленности»,
вып. 25, ч. 2, 1971, с. 85—104. Библиогр.: 6 назв.
К вопросу об изменении свободных аминокислот в
охлажденном мясе (при хранении). Малютина Л. М. —
В кн. научных трудов Заочного института советской
торговли, вып. 4, 1971, с. 107—ПО. Библиогр.: 5 назв.
Изменение некоторых витаминов группы В в мясных
изделиях после замораживания и в процессе холодильного
хранения. Шишкина Н. Н., Збандуто Л. Л. —
«Труды ВНИИ мясной промышленности», вып. 25, ч. 2,
1971, с. 45—52. Библиогр.: 22 назв.
Изменение свойств мороженой трески (целой и
разделанной) при холодильном хранении.
Воробьева Т. М. — В кн. научных трудов Заочного института
советской торговли, вып. 4, 1971, с. 121—124.
Влияние добавления летних замороженных сливок
на качество зимнего масла. Марьинская Л. К-—
«Труды ВНИИ маслодельной и сыродельной
промышленности», вып. 9, 1972, с. 148—168. Библиогр.: 9 назв.
Механизированное охлаждение свежевыдоенного
молока на фермах колхозов и совхозов. Полунин Н. Я.
—«Труды Семипалатинского зооветеринарного
института», т. 5, 1971, с. 63—65.
Качество и сохраняемость яблок при батарейно-воз-
душном и воздушном охлаждении. Т а т а у р о -
в а И. Н.—В кн. научных трудов Заочного института
советской торговли, вып. 4, 1971, с. 84—92.
Изменение химического состава ягод столового
винограда при хранении. Балтага С. В., Фрай-
м а н И. А., Я р о ц к а я Л. В. и др. — «Изв. Акад.
наук Молдавской ССР». Серия биол. и хим. наук, № 2,
1972, с. 33—39. Библиогр.: 10 назв.
Влияние замораживания на основные химические
показатели ягод крыжовника в процессе хранения.
Курбатова Т. Я.— В кн. научных трудов Заочного
института советской торговли, вып. 4, 1971, с. 131—132.
Интенсификация процесса замораживания овощей.
Кротов Е. Г., Вишневецкий Е. Д., С к л и-
фасовский К. Л., Старчевский И. П.
Труды Одесского технологического института пищевой
промышленности им. М. В. Ломоносова и Одесского
технологического института холодильной промышленности.—
В кн. «Холодильная техника и технология», вып. 14.
Киев, «Техшка», 1972, с. 80—83. Библиогр.: 5 назв.
Разработка технологии получения мелконарезанного
замороженного картофеля-полуфабриката для
общественного питания. Залецкий В. Н., С у г а к Л. Б.,
Белянина В. А. и др.—«Труды ВНИИ по
производству продуктов питания из картофеля», вып. 12, 1972,
с. 45—46.
Фагопейзаж стафилококков, выделенных из бисквит-
но-кремовых изделий, подвергнутых глубокому
замораживанию. Нечаева Э. А., Падерина Е. М.—
«Труды Ленинградского санитарно-гигиенического
медицинского института», т. 94, 1971, с. 122—124.
Санитарно-микробиологическая оценка бисквит
но-кремовых изделий, подвергшихся глубокому замораживанию.
Чистович Г. Н., Адельсон Л. И.,
Богданова И. Е.—«Труды Ленинградского санитарно-
гигиенического медицинского института», т. 94, 1971,
с. 21—32.
Упаковочные материалы для продуктов
сублимационной сушки. Тихомирова Е. И. —«Труды В НИ
и экспериментально-конструкторского института
продовольственного машиностроения», № 28, 1971, с. 49—54.
Усовершенствование метода замораживания спермы
быков-производителей в жидком азоте.
Ильинская Т. П., Я ц у н А. С—«Научные труды Бе-
56

лорусского научно-исследовательского института
животноводства», т. 12, 1971, с. 17—23.
* * *
Ниже приводятся научные работы Калининградского
технического института рыбной промышленности и
хозяйства, опубликованные в трудах института, вып. № 27,
1971.
Определение длительности и скорости сублимационной
сушки продуктов. Карпов В. И. Стр. 3—12.
Выбор оптимальной толщины слоя продукта при
сублимационной сушке. Карпов В. И. Стр. 13—18.
Экспериментальная установка для определения теп-
лофизических характеристик сублимируемых продуктов.
Попов В. В., Карпов В. И. Стр. 19—25.
Теплофизические свойства некоторых
сублимированных продуктов в вакууме. Попов В. В. Стр. 26—30.
Газоотделение вакуумных систем сублимационных
установок. Горлатов А. С. Стр. 31—33.
К вопросу начального вакуумирования систем
сублимационных установок. Горлатов А. С. Стр. 34—36.
Намораживание и сброс льда в конденсаторах-вымо-
раживателях сублимационных установок.
Горлатов А. С. Стр. 37—40.
Опытная сублимационная установка блочного типа
(для сушки рыбы). Карпов В. И., Горлатов
А. С, Дорин СИ., Киевец Г. В. Стр. 41—44.
Опытно-промышленная сублимационная установка для
сушки рыбо- и морепродуктов. Карпов В. И.,
Горлатов А. С, Субботин А. А. и др. Стр. 45—55.
Использование синтетических цеолитов в технике
сублимационной сушки (продуктов). Ильичев А. Ф.
Стр. 56—60.
Изменение некоторых (рыбных) продуктов при
сублимационной сушке и последующем хранении.
Баранов В. В., Гамбашидзе И. В.,
Ковалева И. П. и др. Стр. 70—78.
Изменение содержания витаминов Вх, В2 и РР в
некоторых (рыбных) продуктах при сублимационной сушке
и хранении. Баранова Н. Н.,
Дорофеева А. М., Поднебеснова Ф. В Стр. 79—82.
***
Ниже приводятся научные работы Всесоюзного
научно-исследовательского института железнодорожного
транспорта, опубликованные в трудах института, вып. № 456,
1972.
Результаты теплоэнергетических испытаний опытной
рефрижераторной секции постройки завода Дессау. П а -
старнак С. Ф., Иванов К. В., Ирде-
ев А. Ф., Соколова Н. П. Стр. 3—11.
Эксплуатационные испытания опытной
рефрижераторной секции постройки завода Дессау. ПастарнакС.Ф.,
Дюбко А. П., Иванов К. В.,
Лаврова Л. И. Стр. 11—23.
Ускорения, возникающие в элементах холодильных
установок при соударении вагонов. Павлов С. Ф.,
Теймуразов Н. С. Стр. 24—28.
Анализ неисправностей энергооборудования
изотермических вагонов при|соударении.! Н овиков В. И.
Стр. 29—30.
Уровни шума и вибраций на рефрижераторном
подвижном составе. Пастарнак С. Ф., Аксенов С. Г.,
Мамаев Е. Н. Стр. 31—37.
Теплотехнические и эксплуатационные испытания
грузовых вагонов рефрижераторной секции БМЗ с мипоровой
и фенольной изоляцией. Пастарнак С. Ф.,
Иванов К- В., Лаврова Л. И. и др. Стр. 37—45.
Системы электрического управления холодильным и
отопительным оборудованием в рефрижераторных
секциях БМЗ. Васильев В. Н., Трофимов СВ.
Стр. 45—51.
Методика определения объема работ при планировании
деповского ремонта рефрижераторного подвижного
состава. Дюбко А. П., Теймуразов Н. С. Стр.
51—55.
Обоснования для нормирования расхода фреона
рефрижераторными секциями. Пастарнак С. Ф. Стр.
64—71.
Методические основы^оценки состояния холодильного
оборудования в эксплуатации (вагонов-рефрижераторов).
Б а р т о ш Е. Т. Стр. 72—80.
Оценка тепловой инерции кузова рефрижераторного
вагона при нестационарном подогреве. Иванов К. В.,
Л у к ш и н А. В. Стр. 80—87.
Расчетные характеристики переходных процессов в
рефрижераторных вагонах с автономными холодильными
установками. Бартош'Е. Т., Васильев В. Н.
Стр. 88—94.
Оценка точности определения ^коэффициента
теплопередачи ограждения рефрижераторного вагона.
Иванов К. В. Стр. 94—99.
К оценке расчетных теплопритоков рефрижераторного
вагона.Б а р т о ш Е.Т., Куликов С. К. Стр. ПО—116.
О режимах эксплуатации рефрижераторных вагонов
с рассольной системой охлаждения. КазариновА. В.
Стр. 117—122.
Действительный цикл холодильной установки ВР-1.
Павлов С. Ф., Сорокин B.C.,
Теймуразов Н. С. Стр. 122—128. Библиогр.: 8 назв.
О резервах циклов компрессорных холодильных машин
(рефрижераторного подвижного состава). Черномор-
дик Б. М. Стр. 128—136. Библиогр.: 8 назв.
Показатели термодинамических процессов перегретых
паров фреона-12. Б а р то ш Е. Т. Стр. 137—142.
Влияние внутренней регенерации на индикаторный
процесс фреонового компрессора. Сорокин B.C.
Стр. 142—148.
Д. Н. ПРИЛУЦКИЙ
¦

ХРОНИКА
Совещание в Свердловске
В апреле 1973 г. в Свердловске состоялось совещание
на тему: «Пути улучшения качества и технического уровня
холодильных агрегатов и холодильного оборудования,
выпускаемого заводами Главторгмаша для предприятий
торговли и общественного питания». На нем
присутствовали представители Главторгмаша, Министерств торговли
СССР и союзных республик, научно-исследовательских
институтов и конструкторских организаций.
С докладами и сообщениями выступили представители
заводов, изготовляющих малые холодильные агрегаты и
торговое холодильное оборудование: Марийского завода
торгового машиностроения, Харьковского, Рижского и
Ярославского заводов холодильных машин,
Свердловского, Люберецкого, Киевского и Харьковского заводов
торгового машиностроения.
Выступавшие сообщили о ходе работ по выполнению
заданий, предусмотренных принятым в 1972 г.
постановлением ЦК КПСС и Совета Министров СССР «О
некоторых мерах по улучшению торговли и ее технической
оснащенности».
Доклад о требованиях к заводам и конструкторским
бюро торгового машиностроения по повышению
технического уровня, качества и надежности торгового
холодильного оборудования и сообщения на эту тему сделали
представители Минторга СССР, Минторга РСФСР, треста
Росторгмонтаж, Укрглавторгтехники, Московского
специализированного комбината холодильного оборудования,
Московского торга «Гастроном» и отраслевого бюро
отдела качества и надежности Главторгмаша.
В докладах и выступлениях отмечалось, что заводами
и организациями Главторгмаша проделана значительная
работа по повышению качества, совершенствованию
конструкций и технологии^изготовления торгового
холодильного оборудования.
В 1972 г. была проведена аттестация холодильных
агрегатов и торгового холодильного оборудования
Главторгмаша, в результате которой 11 изделий получили
высшую, а 39 — первую категорию качества.
Однако надежность ряда изделий еще не отвечает
предъявляемым требованиям. Число рекламаций на
холодильные агрегаты в 1972 г. увеличилось по сравнению с 1971 г.
В основном это связано с несоблюдением технологической
дисциплины на заводах холодильного оборудования и
недостаточной надежностью комплектующих изделий, к
которым, в частности, относятся встроенные
электродвигатели герметичных компрессоров, электродвигатели
вентиляторов, пускозащитная аппаратура и терморегулирую-
щие вентили для фреона-22.
До сир пор не налажено серийное производство
торгового холодильного оборудования для магазинов
самообслуживания. Не обеспечено автоматическое оттаивание
инея с испарителей торгового холодильного оборудования.
Не полностью удовлетворяются запросы на торговое
холодильное оборудование для южных районов страны.
С сообщениями о разработке новых типов оборудования
выступили представители Марийского завода торгового
машиностроения, Всесоюзного научно-исследовательского
института торгового машиностроения.
Представители Всесоюзного
научно-исследовательского института холодильной промышленности сделали
сообщения о разработке методики оценки уровня качества
холодильных агрегатов и о нормировании уровня шума
торгового холодильного оборудования.
На совещании был намечен план мероприятий по
повышению качества и надежности малых
холодильных агрегатов и торгового холодильного оборудования.
Участники совещания ознакомились с производством
торгового холодильного оборудования на Свердловском
заводе торгового машиностроения.
>\/\/\/vv\/>/\/\/\/vvrsy\/v\^^
* '*
Компрессор ТКП-435
Предназначен для работы в составе
пропанового агрегата АТКП-435-1600,
используемого в химической и
нефтехимической промышленности.
Применяется в диапазоне
температур кипения от —38 до —25° С при
температуре конденсации не более
47° С.
Холодопроизводительность
компрессора 2,2 млн. ккал/ч при температуре
кипения —30° С и конденсации 40° С.
Турбокомпрессор ТКП-435 —
четырехступенчатый, двухсекционный,
работает по холодильной схеме с
двухступенчатым дросселированием и
промежуточным сосудом.
По своим технико-экономическим
показателям компрессор находится на
уровне лучших зарубежных образцов.
Серийное производство освоено
Казанским компрессорным заводом.
58

НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
636.4.6.037.5
Охлаждение свиноводческих помещений
Интенсификация свиноводства на базе специализации
и концентрации производства, перевод этой отрасли на
промышленную основу, возрастающий спрос на мясную
и беконную свинину вызвали значительные изменения в
методах разведения, кормления и содержания свиней.
Это привело к тому, что генотип современных свиней
значительно изменился (уменьшилась толщина сала, кожи,
густота волосяного покрова и т. д.).
Животные новых мясных пород предъявляют более
высокие требования к условиям внешней среды. Создание
оптимального микроклимата в помещениях - содержания
животных является вторым, после кормления, фактором,
обеспечивающим высокую эффективность откорма [1].
В табл. 1 приведены суточные привесы свиней в
зависимости от температуры воздуха в свинарнике,
полученные в условиях Канады [2].
В. Фонтен [3] дает графическую зависимость
эффективности кормления от температуры воздуха в свинарнике
для животных различной массы (рис. 1). Оптимальная
температура при откорме свиней составляет 16—21° С.
В той же работе показана продолжительность откорма при
различных температурах в свинарнике и общий расход
кормов (рис. 2).
Аналогичные данные приведены в ряде других работ
[4-7].
У млекопитающих эффективной и наиболее
экономичной с точки зрения энергетических затрат организма яв-
Таблица 1
^дняя
:са
ней,
U S о *
45,0
67,5
90,0
Среднесуточный привес одной свиньи (кг)
различных температурах воздуха (°С)
4,4
0
0,576
0,540
10
0,620
0,666
0,712
15,6
0,715
0,705
0,866
21 ,1
0,907
0,980
1,000
26,7
0,895
0,825
0,760
32,2
0,635
0,516
0,328
при
37,8
0,175
—0,086
—0,348
ляется физическая терморегуляция путем передачи тепла
в окружающую среду конвекцией, излучением и
испарением.
Физическая приспособляемость организма животных
к изменениям окружающего воздуха имеет ограниченные
возможности, поэтому значительные отклонения
параметров окружающей среды от оптимума вызывают нарушение
теплового равновесия и являются одной из причин
снижения продуктивности сельскохозяйственных животных.
Сохранение теплового равновесия требует
дополнительного расхода энергии. Например, при низких
температурах окружающей среды большая часть кормов
расходуется на выработку тепла, необходимого для согре-
ЦЦ4
I
I
I
I
О
1
i
1
1
1
|\
1
1
1
2
1
5 /О /5 20 25 30 35 W
Температура Зоздуха, °0
?50 |
ЧОО\
^350\
i
Ьзоо\
%
§ 250с
%20О\
¦Г
5ЦУ-
\
\
\
\
V
V
ч
к-
*/
I
'/
?
л 500
\700
\600%
\500%
I
\300
\200
О 5 Ю t5 20 25 30 35
Температура доз дух а, °0
1/00
Рис. I. Зависимость эффективности кормления свиней от
температуры воздуха:
/ — молодняк C0—40 кг); 2 — взрослые животные (80—
120 кг).
Рис. 2. Зависимость продолжительности откорма свиней
массой ПО кг от температуры воздуха и расхода кормов:
/ — продолжительность откорма; 2 — расход кормов.
59

Таблица 2
Показатели
Потребление кормов, кг/день ......
Затрата корма на 1 кг привеса, кг . . .
Температура, °С
22
45 70 95
715 675 672
2,55 2,45 2,45
3,57 3,63 3,64
28
30 60 90
581 529 486
2,03 1,86 1,79
3,50 3,52 3,68
33
20 50 80
347 316 248
1,35 1,27 1,16
3,89 4,02 4,72
вания тела животных, и продуктивность кормления
уменьшается. При высоких температурах наблюдается
перегревание животных, вызывающее снижение жизненной
активности. Это приводит к сокращению количества
потребляемых кормов и, следовательно, к уменьшению привесов,
увеличению расхода кормов на килограмм привеса,
удлинению сроков откорма, снижению оборачиваемости
помещений.
Из рис. 3, на котором показано потребление кормов
свиньями массой от 75 до 120 кг [8], видно, что с
повышением температуры окружающей среды общее количество
потребляемого корма снижается, но так как
одновременно уменьшаются и привесы, то потребление кормов на
единицу привеса резко возрастает.
Влажность воздуха не оказывает влияния на
результаты откорма до температуры 27° С. При более высоких
температурах повышение влажности воздуха
отрицательно сказывается на эффективности кормления [1]. Это
связано с тем, что с повышением температуры
окружающего воздуха возрастает количество тепла, отводимого от
животного внутренним испарением влаги (дыханием),
при одновременном снижении количества тепла,
отводимого конвекцией. Интенсивность этого процесса при
высокой влажности воздуха ниже.
На Калифорнийской опытной станции определено
влияние различных уровней относительной влажности на
среднесуточный привес и потребление кормов при разных
температурах воздуха (табл. 2). Как видно, с повышением
влажности привес снижается, а затраты кормов на 1 кг
привеса увеличиваются и тем больше, чем выше
температура окружающего воздуха [9].
1
I
1
1
I
I
/2
10
8
Б
<t
2
\
\
\
\
7~
2
1
^^
"Ч
--V.
\
ч
О 5 10 ff гО 25 3D JT
Температура боздуха, °С
Рис. 3. Влияние температуры воздуха на ежедневное
потребление кормов и расход кормов на 1 кг привеса:
/— расход количества кормов на 1 кг привеса; 2 —
ежедневное потребление кормов (кормовые единицы).
Температура, при которой выращиваются животные,
влияет и на качество мяса. Установлено, что образование
постного мяса у свиней и наибольшее содержание
протеина в жире происходит при температурах 16—21° С.
На рис. 4 приведена дегустационная оценка качества
мяса свиней, выращенных при различных температурах
окружающего воздуха. График составлен по данным
VIII Гамбургского международного конгресса по
животноводству [8]. Наивысшую оценку получило мясо
животных, выращенных при температурах от 15 до 21° С.
До настоящего времени основное внимание уделялось
поддержанию необходимых параметров воздуха в
помещениях откорма свиней зимой. Улучшение условий
содержания в летнее время осуществляется чаще всего
совершенствованием вентиляции и увеличением количества
подаваемого свежего воздуха. Однако стремление к
интенсификации откорма и повышению продуктивности
животного обусловило применение различных методов
искусственного охлаждения свиноводческих помещений .
Обычные способы кондиционирования воздуха с
автоматическим регулированием температуры и влажности
связаны со значительными затратами холода (примерно
1750 Вт на одно животное) и по экономическим
соображениям почти не применяются [10]. Попытки снизить расход
холода путем рециркуляции воздуха приводят к быстрому
загрязнению и к коррозии аммиаком ребристых
поверхностей кондиционеров.
Комнатные автономные кондиционеры используются
лишь в отдельных случаях, например, в США — в
помещениях для опороса при температуре воздуха выше
32° С.
Широкое распространение за рубежом нашли системы
испарительного охлаждения воздуха [10]. Адиабатическое
увлажнение дает хорошие результаты в районах со
средней температурой по влажному термометру не более
21° С.
10 Ш 20 25
Температура дозОуха, °С
30
Рис. 4. Дегустационная оценка качества мяса свиней,
выращенных при различных температурах воздуха.
60

В США применяются различные системы местного
охлаждения животных с использованием холодильных
машин.
Известны два варианта систем местного душирования
животных охлажденным воздухом: носовая и зональная
[10] вентиляция.
Носовая вентиляция эффективна там, где животные
находятся в строго фиксированном положении, например,
в помещениях для опороса. При такой системе воздух
в количестве 0,3—1 м3 на одно животное подается со
скоростью 0,5—1,5 м/с к голове (носу) свиньи. Сущность
этого способа заключается в снижении температуры и
влажности вдыхаемого воздуха и увеличении тепла, отводимого
дыханием. Температура подаваемого воздуха на 8—12° С
ниже температуры в помещении.
При зональном охлаждении струя воздуха из общего
канала индивидуальными вентиляторами с помощью
подвижных разгрузочных труб направляется на обдувание
всего тела животного. Основное охлаждение при этом
производится прямой конвекцией, хотя попутно
увеличивается и отвод тепла дыханием. Температура подаваемого
воздуха на 3—8° С ниже температуры окружающей среды,
расход воздуха 2—2,5 м3/мин на одну свинью при
скорости 12—15 м/с. В обоих вариантах расход холода
зависит от параметров наружного воздуха и составляет
примерно 350 Вт на одно животное, т. е. почти в 5 раз
меньше, чем при общем кондиционировании.
Применяется способ контактного охлаждения животных
путем их непосредственного соприкосновения с бетонным
полом, в котором по трубам циркулирует хладоноситель.
Такой способ охлаждения! возможен потому, что свиньи
лежат примерно 22 ч в сутки. Температура пола
поддерживается равной 18—22° С при температуре воздуха в
свинарке 32—34° С, расход холода составляет примерно
116 Вт на одно животное. Опыты, проведенные в штате
Индиана (США), показали [3], что температура и дыхание
свиней в помещениях на холодном полу были
нормальными C9—39,7° С, частота дыхания 20—60 в минуту), в то
время как у свиней, содержащихся под навесом на
обычном полу, температура тела составляла 40,3—41,7° С,
а частота дыхания достигала 130—190 в минуту, что
свидетельствовало о значительном перегреве животных.
Суточный привес для свиней, содержащихся на холодном
полу, был выше на 150 г, а общая экономия кормов
составила за год 46 кг на одно животное. Применение
охлаждаемых бетонных полов экономически выгодно при
размещении на 50 м2 пола более 75 свиней, когда стоимость
сэкономленного корма превышает стоимость
использования холодильной машины.
Для охлаждения свиней в последнее время начали
применять обрызгивание их с помощью дождевальных
установок. Для этого над каждым станком устанавливают
душевые насадки, которые автоматически включаются, когда
температура воздуха в свинарнике поднимается выше
нормы. Низкая температура воды A0—12° С) не вызывала
беспокойства свиней, прием корма не нарушался [11].
Высказано мнение, что достаточно проводить обрызгивание
с интервалом 80 мин, чтобы при температурах воздуха
соответственно 27, 38, 43° С и точке росы 9,24° С
температура кожи, ректальная температура и частота дыхания
были минимальными.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
and
5.
ASHRAE Guide and Data Book. Fundamentals
Equipment. New-York, 1966, p. 117—126.
Тикстон Ф. X. Значение микроклимата при
безвыгульном содержании свиней.—
«Сельскохозяйственная техника», 1964, № 12, с. 57—58.
Fontain W. et al. It pays to provide comfort
cooling for hogs. —«Refrigerating Engineering», Dec,
1955 d 31 35
Corn el 1 G.— «Rev. Elevage», 1970, Vol. 25, No. 10,
p. 28—30.
R i с с i С— «Ceno rurale», 1967, Vol. 30, No. 2, p.
48—54.
6. Mangold D. I. a. o. Winter meeting American
society of agricultural engineers. Chicago, 1965, p.
66—69.
7. H о j о v e s J., Fiser A.—«Acta Univ. Agr. Fa-
kultas Veter»., 1968, 37.
Sorens P. H., Moustgaard J. H. Der Ein-
HussderStallklimasauf das Wachstum, die Futterver-
wertung und Slachtgualitat von Schweinen. Schlus-
sbericht VIII Internationale Tierzuchtkongress.
Hamburg, 1961, S. 127—136.
9. Morrison S. A. e t a 1.— «Internat. J. Biometeo-
rol.», 1962, Vol. 13, No. 2, p. 62—69.
10. ASHRAE Guide and Data Book. Applications. New-
York, 1966, p. 405—422.
11. Nichelmann M., Lyhe L. — «Mh. Veter. -
Med.», 1968 Jg. 23, Nr. 10, S. 374—376.
H. В. ШЕМЕЛЕВА — Краснодарский политехнический
институт
8,
Продолжается подписка на 1973 год
на ежемесячный научно-технический и производственный журнал
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА»
Журнал распространяется только по подписке. Подписка
принимается без ограничения в пунктах подписки «Союзпечать», на почтамтах, в
узлах и отделениях связи, а также общественными
распространителями печати на предприятиях, в учреждениях и учебных заведениях.
Периодичность -
ста F4 страницы).
12 номеров в год. Объем номера — 4 печатных ли-
Подписная цена: на 12 мес. — 6 руб., на 6 мес. — 3 руб.
Цена отдельного номера — 50 коп.
61

РЕФЕРАТЫ I
57.041.001.4
Результаты ресурсных испытаний фреоновых
холодильных компрессоров. БЕЖАНИШВИЛИ Э. М.,
СМЫСЛОВ В. И., КАШКИН М. П., МАЛАХОВА М. А.,
МИШИН А. В., ЯКОВЛЕВ В. Н. —«Холодильная
техника», 1973, № 6.
Приведены результаты ресурсных испытаний
поршневых холодильных компрессоров с ходом поршня 50 мм
производства Мелитопольского завода холодильного
машиностроения им. 30-летия ВЛКСМ. Представлены
данные измерения износов деталей пар трения в форме
совмещенных графиков изнашивания, гистограмм опытных
распределений скоростей изнашивания и т. д.
Испытания подтвердили высокий уровень надежности и
долговечности этих компрессоров, выявили наличие резервов
повышения их качества, а также позволили наметить
наиболее эффективные пути их дальнейшего
совершенствования. Таблиц 2. Список литературы — 3 названия.
Иллюстраций 3.
621.514.004.6:539.183.2
Применение радиоизотопных методов для регистрации
износа деталей ротационных фреоновых компрессоров.
ГРИШКО В. А., ШОК Г. Ф. —«Холодильная
техника» , 1973, № 6.
Приведены результаты применения двух вариантов
метода меченых атомов для регистрации износа деталей
ротационных фреоновых компрессоров. Показаны
области их использования и ограничения, связанные со
спецификой работы холодильных машин. Определены
диапазон скоростей изнашивания и распределение износа
по поверхности деталей роторной группы компрессоров
при нормальном и форсированном режимах работы.
Список литературы — 7 названий. Иллюстраций 6.
621.572
Энергетические характеристики малых холодильных
машин и тепловых насосов. ЯКОБСОН В. Б.—
«Холодильная техника», 1973, № 6.
Рассмотрены энергетические характеристики малых
холодильных машин и тепловых насосов с герметичными
и бессальниковыми компрессорами. Приведены значения
холодильных коэффициентов, коэффициентов
преобразования и степени обратимости циклов. Дан анализ
полученных результатов. Таблица 2. Список литературы — 9
названий. Иллюстраций 5.
621.577
Оптимизация параметров термоэлектрических тепловых
насосов. ИВАНОВА К. Ф., КАГАНОВ М. А., ПРИ-
ВИН М. Р.— «Холодильная техника», 1973, № 6.
Предложена методика определения оптимальных
параметров термоэлектрических тепловых насосов,
используемых для охлаждения и подогрева, обеспечивающих
поддержание заданной температуры в некотором объеме
при минимальном потреблении электроэнергии за весь
период работы и при условии, что температура
окружающей среды меняется во времени. Рассмотрены примеры
расчета оптимальных параметров для периодического
изменения температуры во времени, а также изменения
по случайному закону с равномерным или треугольным
распределением плотности вероятности. Список
литературы — 4 названия. Иллюстраций 4.
536.24
Теплообмен и гидравлическое сопротивление при
конденсации холодильных агентов в узких вертикальных
каналах. ИВАНОВ О. П. МАМЧЕНКО В. О. —
«Холодильная техника» , 1973, № 6.
Приведены экспериментальные данные по теплообмену
и гидравлическому сопротивлению при конденсации фре-
онов-12, 22 и аммиака в каналах шириной 3,0; 1,0; 0,5 мм
для различных значений плотности теплового потока
и температур насыщения. Дано критериальное
уравнение, аппроксимирующее опытные данные. Таблиц 1.
Список литературы — 7 названий. Иллюстраций 5.
536.24
Экспериментальное исследование десорбции водного
раствора бромистого лития. КУЗЬМИЦКИЙ Ю. В.
«Холодильная техника», 1973, № 6.
Дан анализ результатов экспериментального
исследования процессов тепло- и массообмена при десорбции
водного раствора бромистого лития. Выполнен
термодинамический анализ циклов в s, ^-диаграмме, который позволил
выявить характерные особенности протекания процессов.
Список литературы — 5 названий. Иллюстраций 3.
621.564.25:532.13@8)
Коэффициент динамической вязкости фреона-22. КЛЕ-
ЦКИЙ А. В., БУТЫРСКАЯ С. Т.—«Холодильная
техника» , 1973, № 6.
Получены аналитические зависимости динамической
вязкости фреона-22 при атмосферном давлении от
температуры и избыточной вязкости от плотности. По этим
зависимостям (с коррекцией в некоторых случаях в
сторону экспериментальных значений) составлены
подробные таблицы коэффициента динамической вязкости
фреона-22 в состоянии насыщения (от —100 до 90° С) и в
гомогенной области состояний при давлениях от МО5
до 500 • 105 Н/м2 и температурах от —40 до 250° С. Таблиц 2.
Список литературы—11 названий. Иллюстраций 4.
629.12.001.24@84.21)
Диаграмма dj для влажных топочных газов. ХОР-
ДАС Г. С.— «Холодильная техника» , 1973, № 6.
Показано, что использование при расчетах процессов
осушения газов диаграммы d, I для влажного воздуха
приводит к существенным ошибкам, особенно при выборе
способа осушения. Предложена построенная автором
диаграмма d, I для влажных топочных газов типового
состава. Список литературы —5 названий. Иллюстраций 2.
663.674
Приготовление мороженого в домашних условиях.
ОЛЕНЕВ Ю. А., БОРИСОВА О. С. —«Холодильная
техника», 1973, № 6.
Описан способ приготовления мороженого из
специальной сухой смеси в устройстве «Северянка». Приведены
технология производства сухой смеси, конструкция и
принцип работы устройства.
Даны рекомендации по приготовлению домашнего
мороженого с различными наполнителями. Список
литературы — 2 названия. Иллюстраций 2.
62

634.11.037.5
Замораживание яблок летних и осенних сортов.
БРУЕВ С. Н., КОЖАНОВ А Н. И.—«Холодильная тех-
ника», 1973, № 6.
Приведены экспериментальные материалы по
изменению качества и потерь массы яблок летних, осенних и
зимних сортов в процессе замораживания, хранения и
транспортировки. Средние потери массы при
замораживании у яблок летних сортов 0,77%, осенних 0,27% и
зимних 0,22%, а после 6 месяцев хранения соответственно
0,62; 0,53 и 0,42% и при транспортировке 0,63; 0,60
и 0,29%. Таблиц 1.
621.564.22
Метод определения истинного паросодержания
двухфазного потока аммиака. ФРИДМАН Б. А.—
«Холодильная техника», 1973, № 6.
Описан метод определения истинного паросодержания
двухфазного потока аммиака, в основу которого
положено различие значений диэлектрической проницаемости
жидкой и парообразной фаз. Определено истинное паро-
содержание в вертикальном направленном двухфазном
потоке. Измерения показали наличие значительного
«скольжения» паровой фазы холодильного агента.
Список литературы — 7 названий. Иллюстраций 5.
621.565.83:621.564.25
Термодинамические свойства смеси фреонов-12 и 23.
ГЕЛЛЕР 3. И., КУЗНЕЦОВ А. П., ЕГОРОВ А. В.,
ВАСЮТИНСКИЙ Ю. А.— «Холодильная техника» , 1973,
№ 6.
Проведено определение теплот смешения для смеси
фреон-12—фреон-23 по методике [1], а также
экспериментальное исследование равновесных составов паровой
и жидкой фаз при различных температурах и давлениях.
Построена диаграмма мольная концентрация —
давление х—р, которая с помощью изобарических сечений
преобразована в диаграмму мольная концентрация —
температура х—Т. Список литературы — 5 названий.
Иллюстраций 2.
621.572-52
Автоматическое регулирование температуры кипения с
применением запоминающих устройств с
электромагнитным возвратом. ГЕЛЛЕР С. Л. ЗАВЕЛИОН Г. Е.~
«Холодильная техника», 1973, № 6.
Описана усовершенствованная схема автоматического
регулирования температуры кипения с применением
запоминающих устройств с электромагнитным возвратом.
С помощью схемы можно осуществлять автоматическое
позиционное регулирование температуры кипения в
системе, содержащей до 12 компрессоров. Иллюстраций 1.
628.84
Рабочие характеристики кондиционера КПШ-40П с
пневмоприводом. СКРЫПНИКОВ В. Б. —«Холодильная
техника», 1973, № 6.
В результате экспериментальных исследований
рабочих характеристик шахтного передвижного
кондиционера КПШ-40П с пневматическим двигателем 4ШК-20
установлены зависимости холодопроизводительности
кондиционера от давления сжатого воздуха перед двигателем,
расхода охлаждающей воды на конденсатор, расхода
рудничного газа и др. Иллюстраций 4.
621.57.041
Применение самосмазывающихся поршневых колец
для компрессоров крупной производительности.
БОРИСОВ А. В.— «Холодильная техника», 1973, № 6.
На Останкинском мясоперерабатывающем заводе в
течение ряда лет эксплуатируются крупные поршневые
компрессоры с уплотнительными кольцами,
выполненными из материала ДФГ-80ВС. Опыт эксплуатации
показал, что эти кольца могут работать без смазки, не
вызывая износа цилиндра. Таблиц 1. Иллюстраций 1.
664.8.047.25
Расчет непрерывных процессов замораживания и
сублимационной сушки влажных материалов в тонком слое.
КОМЛАДЗЕ 3. М., ГУЙГОЭ. И., МИХАЙЛОВ А. И.—
«Холодильная техника», 1973, № 5.
Приведено аналитическое исследование непрерывных
процессов замораживания и сублимационной сушки в
тонком монолитном слое. Список литературы — 7
названий. Иллюстраций 3.
536.24
Исследование теплоотдачи при кипении фреонов-11
и 12 в условиях различных инерционных ускорений.
ФАЙНЗИЛЬБЕРГ С. Н., УСЕНКОВ. И.—«Холодильная
техника», 1973, № 5.
Представлены результаты экспериментального
исследования кипения фреонов-11 и 12 в условиях свободной
конвекции на горизонтальных пластинах шириной 2 и 4 м
и проволоках четырех диаметров @,28-^0,028 мм) при
инерционных ускорениях a=l~5000g. Опыты
проведены при температуре насыщения на разделе фаз 22—26° С.
Установлено, что коэффициенты теплоотдачи при
развитом кипении исследованных жидкостей практически не
зависят от поперечного размера нагреваемой
поверхности и величины инерционного ускорения. Список
литературы — 9 названий. Иллюстраций 4.
621.565:637.5-52
Комплексная автоматизация компрессорного цеха
Минского мясокомбината. ЕМЕЛЬЯНОВ И.
Л.—«Холодильная техника», 1973, № 5.
Описана разработанная по рекомендациям ВНИХИ
комплексная автоматизация холодильных установок
нового компрессорного цеха, построенного по проекту
Белгипропищепрома. Схема автоматизации включает
управление и автоматическую противоаварийную защиту
компрессоров.
621.565:621.86
Опыт определения количества подъемно-транспортных
механизмов. КАРПОВ Б. И., ЛУКЬЯНОВ Г. Д.—
«Холодильная техника», 1973, № 5.
Приведены данные хронометража работы подъемно-
транспортных механизмов, позволяющие вычислить
длительность цикла грузовых работ, выполняемых
механизмом, при произвольном расстоянии между местом погрузки
и выгрузки. Даны формулы для определения
продолжительности цикла при укладке упакованного груза, при
разгрузке, для расчета часовой технической
производительности, эксплуатационной производительности и др.
658.011.46:621.565
О повышении эффективности холодильных установок.
ВАСИЛЬЕВ П. В.—«Холодильная техника», 1973, № 5.
Указаны пути повышения эффективности холодильных
установок, эксплуатируемых на предприятиях мясной
и молочной промышленности. Приведены примеры
ориентировочных расчетов экономической эффективности от
мероприятий по оптимизации режимов работы холодильной
установки и от замены поврежденной изоляции
холодильников новой, современной.
63

CONTENTS
N. D. Abramov. Socialist Competition of Collectives of Cold
Storage Warehouses of Enterprises of Ministry of Meat
and Dairy Industry of RSFSR in 3rd Decisive Year of
5-Year Term 1
Jubilee Conference of Readers of Journal «Kholodilnaya Tekh-
nika» 3
E. M. Bezhanishvili, V. I. Smyslov, M. P. Kashkin,
M. A. Malakhova, A. V. Mishin, V. N. Yakovlev.
Results of Resource Tests of Refrigerating Freon Compressors 7
V. A. Grishko, G. F. Shock. Utilization of Radioisotope
Methods for Recording Wear of Rotary Freon
Compressor Parts 12
V. B. Yakobson. Energy Characteristics of Small
Refrigerating Machines and Heat Pumps 16
K. F. Ivanova, M. A. Kaganov, M. R. Privin.
Optimization of Parameters of Thermoelectric Heat Pumps ... 19
O. P. Ivanov, V. O. Mamchenko. Heat Exchange and
Hydraulic Resistance at Condensation of Refrigerants in
Narrow Vertical Conduits 23
U. V. Kuzmitsky. Experimental Investigation of Desorption
of Lithium Bromide Aquaeous Solution 28
A. V. Kletsky, S. T. Butyrskaya. Coefficient of Dynamic
Viscosity of Freon-22 31
G. S. Khordas. Diagram d, I for Humid Flue Gases .... 34
U. A. Olenev, O. S. Borisova. Preparation of Ice Cream at
Home 36
S. N. Bruyev, N. I. Kozhanova. Freezing Apples of Summer
and Autumn Varieties 38
ASSISTANCE FOR ECO NOMIC^EDUCATIO N
E.N. Ivanova. Method of DeterminingTEconomic Efficiency
of Automatization of Refrigerating Plants 40
FROM DISSERTATIONS
B. A. Fridman. Method of Determining Actual Vapour Content
of Two-Phase Ammonia Flow 43
Z. I. Geller, A. P. Kuznetsov, A. V. Egorov, U. A. Vasyutin-
sky. Thermodynamic Properties of Mixture of Freons 12
and 23 46
New Inventions 47
PRACTICE EXCHANGE
S. L. Geller, G. E. Zavelion. Automatic Control of
Evaporating Temperature With Memory and Electromagnetic
Return 50
V. B. Skrypnikov. Operating Characteristics of Air
Conditioner, Type KPS-40P. With Pneumatic Drive .... 52
A. V. Borisov. Experience of Utilizing Self-Lubricating Piston
Rings For Large Compressors 54
BOOK REVIEW
D. N. Prilutsky. Scientific Investigations in Refrigerating
Engineering and Technology 55
MISCELLANY
Conference in Sverdlovsk 58
FOREIGN TECHNICAL NEWS
N. V. Shemelyeva. Air Cooling of Pig-Breeding Premises 59
Summaries 62
СОДЕРЖАНИЕ
H. Д. Абрамов. Социалистическое соревнование
коллективов холодильников предприятий Министерства мясной
и молочной промышленности РСФСР в третьем решающем
году пятилетки 1
Юбилейная читательская конференция журнала
«Холодильная техника» 3
Э. М. Бежанишвили, В. И. Смыслов, М. П. Кашкин,
М. А. Малахова, А. В. Мишин, В. Н. Яковлев.
Результаты ресурсных испытаний фреоновых холодильных
компрессоров 7
В. А. Гришко, Г. Ф. Шок. Применение радиоизотопных
методов для регистрации износа деталей
ротационных фреоновых компрессоров. . • 12
B. Б. Якобсон. Энергетические характеристики малых
холодильных машин и тепловых насосов 16
К. Ф. Иванова, М. А. Каганов, М. Р. Привин.
Оптимизация параметров термоэлектрических тепловых
насосов 19
О. П. Иванов, В. О. Мамченко. Теплообмен и
гидравлическое сопротивление при конденсации холодильных
агентов в узких вертикальных каналах 23
Ю. В. Кузьмицкий. Экспериментальное исследование
десорбции водного раствора бромистого лития 28
A. В. Клецкий, С. Т. Бутырская. Коэффициент
динамической вязкости фреона-22 31
Г. С. Хордас. Диаграмма d, I для влажных топочных газов 34
Ю. А. Оленев, О. С. Борисова. Приготовление
мороженого в домашних условиях 36
C. Н. Бруев, Н. И. Кожанова. Замораживание яблок
летних и осенних сортов 38
В ПОМОЩЬ ИЗУЧАЮЩИМ ЭКОНОМИКУ
Е. Н. Иванова. Методика определения экономической
эффективности™ .автоматизации холодильных установок 40
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
Б. А. Фридман. Метод определения истинного паросодер-
жания двухфазного потока аммиака 43
3. И. Геллер, А. П. Кузнецов, А. В. Егоров, Ю. А. Ва-
сютинский. Термодинамические свойства смеси фрео-
нов-12 и 23 46
Новые изобретения 47
ОБМЕН ОПЫТОМ
С. Л. Геллер, Г. Е. Завелион. Автоматическое
регулирование температуры кипения с применением
запоминающих устройств с электромагнитным возвратом . . 50
B. Б. Скрыпников. Рабочие характеристики кондиционера
КПШ-40П с пневмоприводом 52
А. В. Борисов. Опыт применения самосмазывающихся
поршневых колец для компрессоров крупной
производительности 54
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Д. Н. Прилуцкий. Научные исследования в области
холодильной техники и технологии 55
ХРОНИКА
Совещание в Свердловске 58
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Н. В. Шемелева. Охлаждение свиноводческих помещений 59
Рефераты 62
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: доктор техн. наук В. Ф. Лебедев (главный редактор), Д. Г. Рютов^(зам. главного редактора),
Л.УД. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, А. В. Быков, П. В. Васильев, Б. С. Вейнберг,
И. М. Гиндлин, доктор техн. наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, доктор техн. наук, проф. Э. И. Каухчешви-
ли, Н. П. Коновалов, доктор техн. наук, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко, доктор
техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко, доктор техн. наук, проф. А. П. Шеффер, доктор техн. наук В. Б. Якобсон.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12.
Телефон 216-00-04 доб. 49
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Издательство «Пищевая промышленность»
Т-09116
Объем 4 п.
Сдано в набор 14/V 1973 г.
Усл. п. л. 6,72. Уч.-изд. л. 7,59.
Подписано к печати 7/VI 1973 г.
Тираж 17200 экз. Цена 50 коп.
Формат 84Х1081/,.3
Заказ 606.
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном Комитете Совета Министров СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли, г. Чехов Московской области