628.84
Повышение технико-экономических показателей
систем кондиционирования воздуха*
Доктор техн. наук, проф. О. Я. КОКОРИН
ЦНИИпромзданий Госстроя СССР
Технико-экономические показатели систем
кондиционирования воздуха можно повысить
путем изыскания и применения новых схем,
обеспечивающих снижение капитальных и
эксплуатационных затрат.
Предлагаются следующие основные
направления в разработке новых схем:
уменьшение установочной мощности
холодильных машин;
применение в системах кондиционирования
воздуха аппаратов для регенерации тепла и
холода;
утилизация тепловых отходов
технологического процесса производства для
обеспечения работы аппаратов в системе
кондиционирования воздуха;
комплексное использование источников
электроснабжения для крупных объектов и
микрорайонов в южных зонах страны.
Уменьшение установочной мощности
холодильных машин. Сооружение
крупных холодильных центров,
обслуживающих потребителей холода с
различными по времени суток максимальными
нагрузками, позволяет на 30—40% уменьшить
установочную мощность холодильных машин по
сравнению с индивидуальными установками,
рассчитываемыми по максимальной холодильной
нагрузке. В качестве примера можно назвать
холодильный центр холодопроизводительностью
10 млн. ккал/ч, сооруженный в Москве, на
проспекте Калинина, для обслуживания систем
кондиционирования комплекса, включающего
четыре высотных административных здания,
магазины, рестораны, кафе, косметические
салоны и др.
Использование баков
аккумуляторов холода позволяет в некоторых
случаях на 25—40% уменьшить установочную
мощность холодильных машин.
Комбинированные схемы
сочетают естественные (испарение воды) и
искусственные (холодильные машины) методы
охлаждения.
* Доклад на XIII Международном конгрессе по
холоду. Вашингтон, 1971.
На рис. 1 представлена схема кондиционера
двухступенчатого испарительного охлаждения
с концевым доводчиком — компрессионной
холодильной машиной.
Наружный воздух очищается в фильтрах 1 и
после вентилятора 2 делится на основной 3
и вспомогательный 4 потоки. Основной поток
отдает тепло через стенки теплообменника
косвенного испарительного охлаждения 5 (первая
ступень) воде, которая охлаждается во
вспомогательном потоке. Циркуляция воды в первой
ступени осуществляется с помощью насоса 6.
Далее основной поток воздуха поступает к
орошаемому слою 7 (вторая ступень), где происходит
адиабатическое увлажнение воздуха. Вода во
второй ступени циркулирует с помощью
насоса 8. Испарившуюся в поддонах воду обеих
ступеней компенсируют водопроводной водой
через шаровые клапаны 9. Излишек воды
удаляется из поддонов через переливные
устройства 10. Основной поток воздуха окончательно
охлаждается в испарителе 11 холодильной
машины 12. Воздушный конденсатор 13 машины
охлаждается выбросным вспомогательным
потоком воздуха. В испарителе 11 охлаждение
воздуха регулируется перемещением створок
взаимообратного клапана 14.
В качестве концевого доводчика для
кондиционера по схеме на рис. 1 можно использовать
вместо компрессионной холодильной машины
термоэлектрические батареи. Тогда в режиме
охлаждения со стороны холодных спаев
термобатарей будет проходить основной
охлаждаемый поток воздуха, а со стороны горячих спаев,
по противоточной схеме, — выбросной
вспомогательный поток воздуха.
Установочная мощность доводочной концевой
холодильной машины составляет 30—40%
общей холодопроизводительности кондиционера,
осуществляемого по схеме, представленной на
рис. 1.
Применение в системах кондиционирования
воздуха аппаратов для регенерации тепла и холода.
Для регенерации тепла и| холода в системах
кондиционирования воздуха используются воз-
духо-воздушные и воздухо-водяные
теплообменники.
5

If
F=tX*
\^Ы 1 I I I I
14
Рис. 1. Схема
кондиционера двухступенчатого
испарительного
охлаждения с концевым
доводчиком — компрессионной
холодильной машиной.
На рис. 2 в качестве примера показана схема
простейшей обработки приточного воздуха с
использованием вращающегося регенеративного
воздухо-воздушного теплообменника /,
располагаемого на стороне всасывания вытяжного 2
и приточного 3 вентиляторов.
В летнем режиме работы систем, когда
необходимо охлаждать приточный воздух Gnp,
целесообразно понизить температуру
выбросного воздуха GB перед поступлением его во
вращающийся теплообменник. Для этого в
воздушном тракте выбросного воздуха установлена
секция адиабатического увлажнения 4, где в
результате прямого испарительного охлаждения
температура выбросного воздуха понижается
до /в1=21,5°С. Благодаря этому при
коэффициенте эффективности вращающегося
теплообменника 0,7 наружный приточный воздух с
температурой /н1=32,3° С будет охлаждаться при
постоянном влагосодержании до температуры
по сухому и мокрому термометрам ^2=24,7°С
и /М2=16,7°С.
Последующая обработка приточного воздуха
в секции адиабатического увлажнения 4 при
коэффициенте эффективности 0,8 обеспечит
прямое испарительное охлаждение до температуры
/3=18,4°С. Наличие приточного воздуха с
такой температурой позволит поддерживать в
обслуживаемом помещении следующие
внутренние параметры воздуха: /п=26° С и срп=60%.
В зимнем режиме секция адиабатического
увлажнения 4 в схеме вытяжной системы не
работает, так как во вращающемся теплообменнике
необходимо извлечь возможно большее
количество тепла из выбросного воздуха.
Аккумулируемое в насадке вращающегося
теплообменника тепло расходуется на нагрев приточного
наружного воздуха, имеющего низкую
температуру и влажность. Благодаря охлаждению
насадки теплообменника в потоке наружного
воздуха ниже температуры точки росы выбросного
воздуха последний передает насадочной
поверхности не только явное, но и скрытое тепло
(происходит интенсивная конденсация водяных
паров из выбросного воздуха на поверхности
насадки). Тем самым при вращении барабана
теплообменника в поток наружного воздуха
поступает не только нагретая насадка, но и
имеющаяся на ее поверхности пленка воды. Тепло-
и массообмен этой насадки с наружным воздухом
приводит к его нагреванию и увлажнению.
При зимних низких расчетных температурах
наружного воздуха для предотвращения
замерзания воды в насадке перед вращающимся
теплообменником в тракте приточного воздуха
устанавливают калорифер первого подогрева.
Окончательная доводка приточного воздуха до не-
Рис. 2. Схема простейшей обработки приточного воздуха
с использованием вращающегося регенеративного воздухо-
воздушного теплообменника.
6

Рис. 3. Схема кондиционирования воздуха с
использованием регенеративного воздухо-водяного теплообменника
в первичном кондиционере.
обходимой температуры и влажности
осуществляется нагревом в калорифере 5 и
адиабатическим увлажнением в секции 4.
Распространенный вариант использования
воздухо-водяных регенеративных
теплообменников — включение их в воздушные тракты
вытяжных и приточных систем. При
осуществлении вытяжки из подшивного потолка через
светильники содержащееся в вытяжном
воздухе тепло передается через трубки
регенеративного теплообменника воде, поступающей
далее в теплообменники для нагрева воздуха.
Для приточных центральных кондиционеров од-
ноканальных систем с эжекционными и
вентиляторными кондиционерами-доводчиками
характерно использование регенеративных
теплообменников для охлаждения воды наружным
воздухом в зимний и переходный периоды
эксплуатации. Это позволит значительно сократить
общее годовое время работы холодильных
машин.
На рис. 3 представлена схема
кондиционирования с использованием регенеративного
воздухо-водяного теплообменника в первичном
кондиционере.
Первичный кондиционер / включает воздухо-
водяной регенеративный теплообменник 2.
Многорядный поверхностный теплообменник 2 в
летнем режиме работы первичного кондиционера
используется для охлаждения наружного
воздуха, так как в трубки теплообменника насосом 3
подается холодная вода, охлаждаемая в
испарителе холодильной машины 4. Одновременно
холодная вода насосом 3 подается к
трехходовому автоматическому клапану 5, где смешением
с обратной подогретой водой обеспечивается
получение нужной начальной температуры воды,
поступающей к насосу 6. Если температура
обратной воды недостаточна для получения путем
смешения в клапане 5 нужной начальной
температуры воды, то автоматически включается
в работу водоподогреватель 7.
'Ы (Насосом 6 обеспечивается подача воды к
поверхностным теплообменникам эжекционных
кондиционеров-доводчиков 8. Поступающая вода
круглогодично сохраняет температуру на уровне
12—16° С, что позволяет обеспечить
охлаждение эжектируемого из помещения
рециркуляционного воздуха.
Изменение степени охлаждения
рециркуляционного воздуха достигается перемещением
воздушных клапанов, открывающих обводной
канал. На рис. 3 кондиционер-доводчик показан
с закрытыми обводными каналами, т. е. когда
обеспечивается 100%-ная холодопроизводитель-
ность поверхностного теплообменника.
После вентилятора первичного кондиционера
обработанный наружный воздух поступает в
глушитель 9 и далее распределяется по зональным
приточным воздуховодам 10. Число зон
определяется конкретными условиями объекта. На
каждом зональном приточном воздуховоде 10
установлены зональные подогреватели 11.
Степень подогрева приточного первичного воздуха
в каждой из зон обеспечивается автоматическим
контролем изменения температуры наружного
воздуха tn и интенсивности солнечного
облучения SH строительных конструкций здания в
этой зоне.
В режиме отопления обслуживаемых
помещений к эжекционным кондиционерам-доводчикам
подается подогретый первичный воздух. Выходя
из сопел, первичный воздух обеспечивает эжек-
тирование внутреннего воздуха (местная
рециркуляция). При расчетном отопительном режиме
обводные каналы у поверхностных
теплообменников открыты, и весь эжектируемый
рециркуляционный воздух поступает для смешивания
с первичным воздухом без охлаждения в
теплообменниках. Если обводные каналы у
теплообменника эжекционного кондиционера закрыты,
то эжектируемый воздух охлаждается и в
помещение поступает меньше тепла, чем затрачено
на нагрев первичного воздуха.
Может сложиться впечатление, что
первоначально бесполезно затрачивается часть тепла
на нагрев первичного воздуха и далее это тепло
поглощается еще более дорогим холодом при
охлаждении рециркуляционного воздуха.
Однако бесполезных затрат тепла и холода не
происходит. В зимний и переходный периоды
года холодильная машина 4 не работает, и
охлаждение воды, поступающей к поверхностным
теплообменникам эжекционных кондиционеров-
доводчиков, осуществляется в регенеративном
теплообменнике 2 наружным воздухом.
7

Таким образом, рециркуляционная вода
отдает свое тепло на нагрев приточного
первичного воздуха в теплообменнике центрального
кондиционера и, далее, поступая в поверхностные
теплообменники эжекционных кондиционеров-
доводчиков, служит источником для уменьшения
количества тепла, вносимого в обслуживаемое
помещение первичным воздухом. Следовательно,
сохраняется общий тепловой баланс и нет
бесполезных затрат тепла и холода. При
повышении температуры наружного воздуха, когда
естественного холода уже недостаточно для
охлаждения рециркуляционной воды,
автоматически включается холодильная машина.
Утилизация тепловых отходов
технологического процесса производства. Многие
технологические процессы производства сопровождаются
значительными выделениями тепла, утилизация
которого весьма целесообразна для обеспечения
работы аппаратов с системах кондиционирования
воздуха. Наиболее распространенный и простой
способ — утилизация тепла в целях нагрева
приточного воздуха в зимний и переходный
периоды года. Однако экономические показатели
утилизации значительно повышаются, если
обеспечить круглогодовое использование тепловых
отходов.
Примером могут служить металлургические
заводы, где для охлаждения мартеновских
печей применяется система испарительного
охлаждения, в результате работы которой получается
пар. Поскольку это побочный продукт, то его
использование для кондиционирования воздуха
экономически целесообразно. Получить холод
с помощью отбросного тепла можно с помощью
пароэжекторных и абсорбционных
холодильных машин.
На металлургическом заводе в г. Рустави
(Грузинская ССР) и Бхилайском
металлургическом заводе в Индии приняты схемы
использования пара от систем испарительного
охлаждения мартеновских печей для получения
холодной воды в пароводяных эжекторных
холодильных машинах типа 11Э.
Через поверхностные теплообменники
кондиционеров, установленных на заводе, проходит
холодная вода, которая после нагревания снова
возвращается к центральной холодильной
станции для охлаждения.
Комплексное использование источников
электроснабжения для крупных объектов и
микрорайонов. При организации холодоснабжения
крупных объектов или целых микрорайонов
необходимо предусматривать комплексное
использование всех видов энергоснабжения, что
обеспечивает оптимальные
технико-экономические показатели для применения
кондиционирования воздуха.
В качестве примера рассмотрим особенности
организации снабжения теплом и холодом
одного из микрорайонов в г. Ташкенте.
Микрорайон снабжается теплом для нужд отопления,
вентиляции и горячего водоснабжения от крупной
районной котельной. В летнее время года
районная котельная не загружена, что делает
выгодным использование водогрейных котлов для
получения холода. Для этой цели в микрорайоне
предусмотрен единый центр снабжения горячей
и холодной водой, схема которого показана на
рис. 4. В нижней части специального здания
центра располагается резервуар 1 для холодной
воды емкостью 1000 м3.
На железобетонном перекрытии резервуара /
установлены две абсорбционные бромистолити-
евые холодильные машины 2 типа АБХМ-2500
номинальной холодопроизводительностью по
2,5 млн. ккал/ч.
Охлажденная вода с температурой 8° С
забирается из резервуара насосами 3 и подается
по сетевому трубопроводу к поверхностным про-
тивоточным теплообменникам установок
кондиционирования воздуха в зданиях
микрорайона.
Тепловая энергия для работы абсорбционных
холодильных машин поступает по подающему
Рис. 4. Схема единого центра снабжения горячей и
холодной водой микрорайона в г. Ташкенте.
8

трубопроводу городской теплосети от районной
котельной в виде перегретой воды с температурой
120° С. После последовательного прохождения
генераторов холодильных машин температура
воды понижается до 95° С.
Абсорберы и конденсаторы холодильных
машин охлаждаются водопроводной водой. Подо-
Использование ЭВМ оправдано при сложных
и многократно повторяемых расчетах. Такие
расчеты имеют место при определении
характеристик холодильных машин аналитическим
путем, особенно в случаях многоступенчатых схем.
С помощью ЭВМ можно проводить уточненные
расчеты в целях оптимизации параметров
холодильных машин для заданных условий.
Ниже приводятся основные положения
программы, разработанной для определения
внешних характеристик холодильных машин с
центробежными компрессорами, как наиболее сложных
в настоящее время.
Задача состоит в том, чтобы рассчитать
внешние характеристики — зависимость холодо-
производительности, мощности, удельной хо-
лодопроизводительности, ряда сопутствующих
параметров от температур кипения и
конденсации холодильного агента.
При этом заданными являются:
холодильный агент;
принципиальная схема с указанием типа
основных элементов холодильной машины;
соответствующий термодинамический цикл
в i, lg, р-диаграмме;
экспериментальные характеристики
элементов машины и, прежде всего, безразмерные
характеристики центробежных ступеней;
ряд дополнительных коэффициентов и
соотношений;
диапазон температур кипения и конденсации,
в котором должны быть рассчитаны внешние
характеристики.
Ответ должен получаться в виде цифровой
связи параметров внешних характеристик (в
необходимой размерности) с температурами
кипения и конденсации. Программа должна
обеспечить быстрое решение вариантов задачи.
* Доклад на XIII Международном конгрессе по
холоду. Вашингтон, 1971 г.
гретая до 45° С водопроводная вода смешивается
с обратной водой после генераторов
холодильных машин. Полученная смесь с температурой
65° С нагнетается насосом 4 в обратный
трубопровод городской теплосети, откуда
осуществляется водоразбор в системы горячего
водоснабжения.
Методика построена на совместном решении
следующих уравнений:
безразмерных характеристик ступеней
компрессора;
процессов сжатия реального газа (пара);
параметров термодинамического цикла;
параметров состояния рабочего вещества.
Принципиальные положения методики
справедливы для компрессора любого типа.
К виду уравнений каждой из указанных выше
групп предъявлены особые требования в целях
создания универсальной методики расчета.
Безразмерные характеристики ступени
компрессора и колеса — коэффициенты напора,
затраченной работы, к. п. д. в зависимости от
расхода — выбраны в форме и координатах,
обеспечивающих их максимально возможную
стабильность независимо от области температур
и давлений, в которой они будут использованы,
в также от изменений в некоторых пределах
числа М. Это достигнуто выбором в качестве
аргумента коэффициента объемного расхода для
выходного сечения колеса. Математическое
описание экспериментальных характеристик
ступеней выполнено с помощью уравнений,
составленных на основе схематизации действительных
процессов, происходящих в центробежной
ступени.
Примером такого уравнения может служить
зависимость коэффициента полной затраченной
работы ступени *ф от коэффициента расхода фг2:
^=Л-Яфг2+Я-~^, A)
где А у В, D — постоянные величины.
Группа уравнений, связывающих параметры
характеристик ступеней с параметрами
состояния рабочего вещества, позволяет определить
изменение энтальпии и удельного объема в
колесе и ступени.
621.572.004.12.001.24:681.14
Применение ЭВМ для расчетов характеристик холодильных машин*
Канд. техн. наук И. М. КАЛНИНЬ
ВНИИхолодмаш
2 Холодильная техника № 3
9

Так, полный перепад энтальпии в ступени
At = i|>
g-427
B)
где и2 — окружная скорость колеса.
В данной методике весьма важным моментом
является отыскание связи между коэффициентами
расхода на входе в колесо ф0 и на выходе из
него фг2, которая зависит от коэффициента
изменения удельного объема в колесе kv2k
Фо=-Б—Кг2кфг2, C)
где-
^0
отношение проходных сечении
колеса на выходе и входе.
Коэффициент kv2k зависит от (числа Ми2
характеристик рабочего колеса (коэффициента
напора^ст. к и коэффициента затраченной
работы колеса i|)cTp K), на которые он|оказывает
влияние.
Таким образом, для определения kv2k
требуется решить довольно сложное
трансцендентное уравнение. Эта часть практически не
выполнима при ручном счете.
Группа уравнений процессов сжатия
позволяет установить изменения давления и
температуры в адиабатических и политропических
процессах:
давления в с т у -
изменение
пени
приближенно
к
Рг
1
1 +М
ад '
427 (kT ¦
-л
D)
zxkTRT
где кт — идеальный показатель адиабаты
рабочего вещества,
уточненно
kv
lg
1 +Ai
ад
427 fa,— 1)"
z1kvRT1
E)
изменение температуры в с т у
пени при адиабатическом ежа
т и и
Ггад = Tl IpT
F)
объемный показатель
адиабаты конечных параметров
** = — / - ч , G)
lg
• + ¦
22ад
где гх и г2ад — коэффициенты сжимаемости в
начале и конце адиабатического процесса
сжатия.
Группа уравнений параметров холодильного
цикла позволяет определить массовые расходы
циркулирующего холодильного агента и их
соотношения для всех возможных вариантов
схемы машины, удельные тепловые величины,
координаты точек термодинамического цикла
в области насыщения, а также в области
перегретого пара после различного рода охлаждений
и смешений. Сюда же включены уравнения,
корректирующие давления при наличии депрессий.
Составление алгоритма требует здесь единой
универсальной индексации — обозначения
точек термодинамического цикла для любой
возможной схемы холодильной машины.
К математическому описанию параметров
состояния были предъявлены следующие
требования:
возможность составления параметров для
любого рабочего вещества, для которого имеется
диаграмма состояния;
точность определения параметров, не
уступающая ручному счету;
удобство связи параметров для расчета, не
требующей излишне большого объема
вычислений и памяти ЭВМ.
Этим условиям отвечает следующее
математическое описание.
— Уравнение кривой упругости пара р=
=/ (Т) в обычно используемой форме
аппроксимирующего уравнения (полином первой степени),
для которого постоянные известны либо легко
определяются.
— Уравнение для энтальпии насыщенной
жидкости /'=/ (р) в виде полинома второй степени,
для которого постоянные также легко
определяются при наличии диаграммы состояния.
— Вириальное уравнение состояния
перегретого пара z=f (p, Г), постоянные
коэффициенты для которого определяются по
упрощенному уравнению Битти-Бриджмена.
— Аппроксимация изотерм с помощью
полинома третьей степени для получения удобной
в расчетах связи /=/ (р, Т) в области перегретого
и сухого насыщенного пара. Постоянные
коэффициенты рассчитываются для каждой изотермы
с шагом в 5° С. Значения параметров между
двумя изотермами определяются
интерполяцией.
Группа уравнений внешних характеристик
определяет выходные данные: холодильный
коэффициент 8, холодопроизводительность Q0,
внутреннюю потребляемую мощность Л^, тепловую
нагрузку конденсатора и др.
Предусмотрена возможность внесения
поправок в эти значения на величину перетечек пара
в компрессоре.
Методика расчета строится по принципу
последовательного расчета точек характеристик.
10

При этом задана температура кипения
холодильного агента и коэффициент расхода в первой
ступени, а все остальные параметры, включая
температуру конденсации, являются
результатом взаимодействия и согласования заданного
термодинамического цикла и характеристик
ступеней.
Блок-схема строится по принципу набора
типовых расчетных комплексов в
соответствии с конкретным заданием.
Расчетный комплекс представляет собой
группу взаимосвязанных расчетов (формул),
определяющую параметры законченного рабочего
процесса в компрессоре или схеме холодильной
машины.
Принципиальная схема и соответствующий
термодинамический цикл холодильной машины
обусловливают комбинацию (набор) расчетных
комплексов для каждого из числа уровней
давлений цикла, равного числу ступеней сжатия
плюс один.
Приводим перечень основных расчетных
комплексов и их обозначений:
A. Исходные давления при наличии
депрессий.
B. Исходные температуры паров (перегрев)
при наличии теплопритоков.
C. Параметры начала сжатия в ступени после
разгона потока во входном устройстве
(компрессора или секции).
D. Параметры конца сжатия после замедления
потока в выходном устройстве (компрессора или
секции).
E. Процесс сжатия в первой ступени.
F. Процесс сжатия в /-ой ступени.
G. Параметры цикла на /-ом уровне давления
после дросселирования жидкости с более
высокого уровня давления.
Н. Параметры цикла при переохлаждении
жидкости в переохладителе жидкости ПО за
счет выкипания части рабочего вещества.
J. Параметры цикла при охлаждении паров
в промежуточном сосуде ПС для охлаждения
паров и переохлаждения жидкости ПО.
К. Параметры цикла при охлаждении паров
в ПС (только).
L. Параметры цикла при охлаждении паров
в промежуточном водяном холодильнике ПХ.
М. Параметры, связанные с перетечкой через
лабиринтное уплотнение разгрузочного поршня.
N. Внешние характеристики.
Большинство комплексов могут найти
применение на любом (/-ом) уровне давлений.
Некоторые комплексы относятся только к первому
или последнему уровню давлений.
Остановимся на комплексах Е и D. В этих
комплексах вводится операция по определению
объемного показателя адиабаты конечных
параметров в области диаграммы состояния, где
происходит процесс сжатия. С помощью
уравнений D) и F) находят давление и температуру
на адиабате вблизи конца процесса сжатия.
Из уравнения состояния z=f (p, T) вычисляют
коэффициент сжимаемости в этой точке. По
уравнению G) определяют объемный показатель
адиабаты конечных параметров, с
использованием которого в дальнейшем устанавливают
изменение давления в этой ступени по
уточненному уравнению типа E). Здесь используется
идеальный показатель адиабаты k?, который
близок к действительному температурному
показателю адиабаты. Последний меняется
значительно меньше в различных областях
диаграммы состояния, чем объемный показатель. Кроме
того, вид уравнений D) и F) таков, что
изменение показателя адиабаты практически не
влияет на результат расчета. Энтальпию во всех
точках процесса сжатия определяют по ее
изменению относительно начальной точки сжатия.
Температуру в этих точках находят по
известным значениям давления и энтальпии с помощью
уравнения /=/ (р, Т), а удельный объем —
по уравнению z=f (p, T). Такая методика
позволила отказаться от использования
калорического уравнения для энтропии без ущерба
для практически необходимой точности.
Одновременно расчет значительно упрощен.
Многократные расчеты — последовательное
приближение до заданной сходимости — в
данной методике встречаются лишь в двух случаях:
при уточнении связи между коэффициентами
расхода на входе в ступень и на выходе из
колеса и при уточнении промежуточного давления
после соответствующих ступеней сжатия,
которое в процессе расчета первоначально
определяется ориентировочно в целях нахождения
необходимых параметров холодильного цикла.
Этим исчерпывается краткая характеристика
примененного математического аппарата. В
данной методике используется более 70 уравнений.
С помощью изложенной методики проведено
несколько серий расчетов характеристик
реальных турбомашин. Сопоставление с
экспериментальными характеристиками показало хорошее
согласование данных.
На рис. 1 приведена блок-схема расчета
характеристик двухступенчатого фреонового
турбокомпрессора, работающего на фреоне-12 в
холодильном цикле с промежуточным
переохладителем жидкости бесповерхнсстного типа. Для
этого компрессора было определено оптимальное
число оборотов для заданного температурного
режима работы.
Внешние характеристики холодильного
турбокомпрессора, построенные непосредственно по
результатам расчета на ЭВМ, показаны на рис. 2.
2*
11

( Начало )
Шаны
'оУгг
ШншШ
Уточнение коэффициента. расхо\Иш_
fa на входе о ступени
ж
^______^ \Е(стипень\
\11ступени^-**- | "—
1 Г(колесо)\*
Уточнение коэффициентааасхоЛНетЛ
да на выходе из колеса.
\F Iступень\
Уточнение
параметров цикла
пр
rin
L4-J
Нет
Новые значения
Ъ-Угг
С Остановка)
Рис. 1. Блок-схема расчета характеристик
двухступенчатого фреонового турбокомпрессора.
t«,°C
Рис. 2. Внешние характеристики холодильного
турбокомпрессора, построенные непосредственно по результатам
расчета на ЭВМ.
Характеристики затем могут быть перестроены
в любую удобную форму, например, показанную
на рис. 3.
Методика расчета предусматривает, в
частности, определение характеристик при
регулировании холодопроизводительности. Для этой
цели приближенно рассчитывают характеристики
ступени при закрутке потока пара с помощью
лопаточного входного аппарата на угол X в
направлении вращения.
Коэффициенты затраченной работы ступени
1|) = /(фг2) и колеса \f>CT K=/ (фг2) при наличии
fyKBrn
30°С
00,ннал/ч
Рис. 3. Вариант построения характеристик для
практического использования.
закрутки (ХфО) определяют вычитанием
величины, изменяющей теоретический напор при
закрутке, из значений ty и -фст к без закрутки
(Х=0).
Вычитаемая величина равна
1*-
tg%Kv2Kq>r2,
где F2l F1vlD2,D1 — проходные сечения и
диаметры колеса на выходе и входе на лопатки.
Аналогично определяют коэффициенты
напора ступени и колеса я|), %Т> к = / (фг2) вычи-
М 9>п
Рис. 4. Безразмерные характеристики центробежной
ступени при различных углах закрутки потока на входе
(Ппол — политропический к. п. д., я|? — коэффициент
напора ступени).
12

танием соответствующего значения Дг|\ из
величин этих коэффициентов при отсутствии
закрутки.
Таким образом находят приближенные
характеристики ступени для каждого из углов X,
если известны ее характеристики при А,=0.
Так, коэффициент напора ступени
* = А—В фг2— Сф22— Дфх.
Здесь А, В, С— постоянные величины,
найденные из эксперимента.
Для одного угла % множитель перед
коэффициентом расхода фг2 в уравнении для Дг|\
не является постоянной величиной, а изменяется
в зависимости от фг2, так как коэффициент
изменения объема в колесе зависит от
характеристик колеса.
Значения /сс2К для различных величин фг2
находят решением разновидности упомянутого
В настоящее время в нашей стране и за
рубежом ведутся исследования по применению
смесей фреонов в компрессионных машинах.
Опубликованные работы [1—4] относятся к
стационарным условиям, характеризующимся
постоянной температурой конденсации, поэтому
их результаты не могут быть полностью
применимы для холодильных машин
рефрижераторного подвижного состава.
Вследствие непрерывного изменения
параметров работы транспортной холодильной машины
требовалось провести экспериментальные
исследования целесообразности применения в ней
бинарной смеси.
Цель исследований — определение
действительных характеристик машины по холодо-
производительности и расходу энергии,
установление влияния концентрации бинарной смеси
на давление конденсации и кипения, а также
на изменение физических констант масла ХФ12-
18, применявшегося для смазки компрессора.
При эксплуатации рефрижераторного
подвижного состава в Средней Азии необходимо
усилить изоляцию вагонов и увеличить холо-
выше трансцендентного уравнения, включающего
все взаимосвязанные величины.
На рис. 4 приведены безразмерные
характеристики центробежной ступени при различных
углах закрутки потока на входе (в направлении
вращения колеса). Данные для Х—0 получены
из эксперимента, для Х^=0 —расчетным путем.
Дроссельное действие лопаток входного
направляющего аппарата учитывается
соответствующим данному углу закрутки коэффициентом
полезного действия входного устройства,
принимаемым на основании экспериментальных
данных. Расчеты по приближенным регулировочным
характеристикам дают хорошую сходимость с
экспериментом.
Расчеты характеристик, проводимые с
помощью ЭВМ, должны сократить объем
эксперимента при создании новых машин.
621.572.001.4:629.1—444
допроизводительность машины для
обеспечения устойчивой температуры в грузовом
помещении—18° С при температуре наружного
воздуха ^B=35-f-40°C.
Испытания проводили с одноступенчатой
холодильной машиной пятивагонной
рефрижераторной секции постройки ГДР выпуска 1964 г.
Секцию испытывали в производственных
условиях при полной загрузке вагонов мороженым
мясом и охлажденными фруктами.
Опыты проводили в два этапа. На первом этапе
холодильная машина работала на фреоне-12
при температурах наружного воздуха 20, 25,
30 и 35° С, на втором — на бинарной смеси,
состоящей из 12,5% фреона-22 и 87,5% фреона-12
при температурах наружного воздуха 20, 25,
30 и 40° С. Концентрацию бинарной смеси
выбирали с учетом давления конденсации, которое
не превышало 12 кгс/см2.
Параметры работы холодильной машины на
обоих этапах измеряли через 5° С изменения
температуры наружного воздуха.
В опытном вагоне одна из холодильных машин
была оборудована необходимыми для полного
Исследование работы холодильной машины
пятивагонной рефрижераторной секции на бинарных смесях
Н. П. ГУДИМОВА
Ленгипротранс
А. Б. ГАСПАРОВ
Депо станции «Предпортовая» Октябрьской железной дороги
Канд. техн. наук А. Я. ИЛЬИН
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
13

Рис. 1. Схема холодильной машины
опытного вагона 3-D-5
рефрижераторной пятивагонной секции:
/ — компрессор; 2 — испаритель; 3 —
теплообменник; 4—конденсатор; 5 —
маслоотделитель; 6 — ресивер; 7 —
осушитель; 8 — фильтр; 9 —
терморегул ирующие вентили; 10 —
соленоидный вентиль; 11 — байпас; 12 —
дифференциальный манометр; 13 —
капиллярная трубка; Т — места
установки термодатчиксв.
испытания измерительными приборами (рис. 1).
Вторая машина в период испытаний была
выключена. При переходе холодильной машины
с работы на фреоне-12 на бинарную смесь (при
перевозке мороженого или охлажденного груза)
настраивали ТРВ. Температуру холодильного
агента измеряли термодатчиками типа ММТ-4,
смонтированными на общей термостанции.
Во избежание контакта термодатчиков,
установленных на трубопроводе, с металлом и
окружающей средой их закрывали
полиэтиленовой трубкой и пакетами из мипоры толщиной
100 мм, обернутой в перфоль. Температуру
воздуха внутри вагона измеряли двумя
термодатчиками, один из которых был установлен на
расстоянии 0,5 м от двери вагона (на высоте
1,5 м от пола) и 3,5 м от торцевой стенки со
стороны холодильной машины, а второй — на
расстоянии 2,8 м от противоположной торцевой
стенки вагона. Температуру наружного воздуха
измеряли ртутными термометрами с ценой
деления 0,1° С; давления холодильного агента и
фреонового масла — образцовыми манометрами
и мановакуумметрами.
Для определения количества
циркулирующего в системе холодильного агента
использовали капиллярную трубку диаметром 4 мм,
длиной 80 мм и дифференциальный манометр типа
ДТ-50. Чтобы исключить парообразование в
приборе капиллярную трубку разместили на
жидкостном трубопроводе после теплообменника.
Движение потока в капиллярной трубке было
ламинарным, так как число Рейнольдса не
достигало 2000.
Количество циркулирующего в системе
холодильного агента рассчитывали по формуле [5]
лржДг4рф- 1Q-3
гДе Рж — плотность замыкающей жидкости
в дифманометре (ртути), кг/м3;
h — разность столбов жидкости в
дифманометре, мм. рт. ст.
г — радиус капилляра, м;
РФ — плотность бинарной смеси фреонов,
кг/м3;
\i — коэффициент динамической вязкости,
кг-ч/м2;
/ — длина капилляра, м.
Мощность, потребляемую электродвигателем
компрессора, измеряли ваттметром в комплекте
с двумя трансформаторами, при этом
погрешность не превышала 2%.
Испытания проводили при установившемся
режиме работы машины с составлением
теплового и материального балансов по внутренним
параметрам. Предельная относительная
погрешность при измерениях не превышала 5—6%.
Расхождения в тепловом балансе машины были
в пределах 10%.
Эксперимент продолжался 51 сутки. За это
время холодильная машина проработала 568 ч,
что составило 56% ее годовой работы, в том
числе 148 ч на фреоне-12 и 420 ч на бинарной
11
G =
Siil
кг/ч,
кгчТТ I
fNJ 1
25 3D Ж iHh°C
Рис. 2. Холодопроизво-
дительность опытной
холодильной машины:
1 — работа на бинарной
смеси при перевозке
охлажденного груза; 2 —
работа на фреоне-12 при
перевозке охлажденного
груза; 3 — работа на
бинарной смеси при
перевозке мороженого
груза; 4 — работа на
фреоне-12 при перевозке
мороженого груза.
14

Перевозка грузов
Показатели
охлажденных
фреон-12
мороженых
фреон-12
Холодопроизводительность Qo , тыс.
ккал/ч
Объемная холодопроизводительность
qv , ккал/м3
Эффективная мощность, потребляе-
и мая компрессором Ne , кВт . . .
Коэффициент подачи компрессора X
Давление, кгс/см2
конденсации рк
кипения ро
Температура, °С
конденсации /к
кипения to
12,4—7,0
390—280
3,51—3,85
0,64—0,45
7,6-11
1,54—1,93
30—45
—20ч—14
14,8—9,3
465—415
3,44—3,82
0,64—0,49
8,3-11,9
1,53—2,0
31—45
—22-^—15
8,27—5,0
307—267
3,05—3,45
0,56—0,37
7,6—10,8
1,26—1,42
30—44
—25-=—-22
8,5—7,02
332—294
2,76—3,25
0,57—0,4
8,3—11,9
1,16—1,25
31—45
—29-=-—27
смеси. Общая протяженность пути следования
18,6 тыс. км, причем испытания проводили в
различных климатических зонах СССР.
В результате испытаний были получены
данные по холодопроизводительности машины
(рис. 2), потребляемой мощности, давлениям
и температурам конденсации и кипения
холодильного агента и бинарной смеси (см. таблицу).
Приведенные в таблице значения величин
найдены при температурах наружного воздуха
20—35° С. При температурах наружного
воздуха выше 35° С машина работала только на
бинарной смеси, так как при работе на фреоне-12
температурные условия в грузовом вагоне не
выдерживались.
Как показал лабораторный анализ масла,
бинарная смесь с концентрацией 12,5% не
оказывает отрицательного влияния на физические
константы масла ХФ12-18, применявшегося для
смазки компрессора [6].
Выводы
Замена фреона-12 смесью, состоящей из 12,5%
фреона-22 и 87,5% фреона-12, позволяет
повысить холодопроизводительность машины и
улучшить объемные и энергетические показатели
ее работы.
Для внедрения смеси указанной концентрации
в качестве рабочего вещества в холодильных
машинах рефрижераторных секций потребуется
проведение более длительных эксплуатационных
испытаний.
ЛИТЕРАТУРА
1. Григорьев Л. Н. Образование новой фазы при
кипении бинарных смесей. «Инженерно-физический
журнал», 1963, № 8.
2. Бадылькес И. С. Термодинамические свойства
азеотропной смеси фреона-22 и фреона-115.
«Холодильная техника», 1964, № 5.
3. Чайковский В. Ф., Кузнецов А. П.
Применение смесей холодильных агентов в
компрессионных холодильных машинах. Труды конф. по
перспективам развития и внедрения холодильной техники
в нар. хоз-во СССР. М., Пищепромиздат, 1965.
4. Чайковский В. Ф., Граник Ч. Б.
Диаграммы концентрация-энтропия для смесей фреонов.
«Холодильная техника», 1967, № 1.
5. Лоскутов В. И. Лабораторные приборы для
измерения расхода жидкостей и газов, М., Машгиз,
1955.
6. Loffler H. «Kaltetechnik», 1960, Nr. 9.
621.572:621.892.092
Эксплуатационные испытания судовых аммиачных холодильных машин
на опытных сернистых маслах ХА-23 и ХА-30
В. И. БЕЛЬГАНОВИЧ, В. В. КОСТЮК, А. А. ШИШИГИН
Клайпедское отделение «Гипрорыбфлот»
Холодильные масла ХА-23 и ХА-30 (ГОСТ
5546—66) получают из малосернистой нефти.
В целях расширения сырьевых ресурсов для
производства холодильных масел изготовлена
опытная партия масел на основе смеси
малосернистой и высокосернистой нефти. Физико-
химические показатели свежих опытных масел
следующие:
15

iVacjio
XA-23
Масло
XA-30
Содержание, %
серы* 0,3-0,4 0,4-0,5
механических примесей 0,08 0,08
воды Отсутствует
Плотность при 20° С, г/см3 0,875 0,878
Вязкость кинематическая, ест
при 20°С 101,19 133,95
при 50°С 21,11 29,58
Кислотное число, мг КОН/г масла 0,07 0,03
Температура, ° С
вспышки, определяемая в
открытом тигле 183 187
застывания —38 —38
* Содержание серы определяли ламповым методом по
ГОСТ 1771—48.
На указанных сернистых маслах проводили
эксплуатационные испытания поршневых
аммиачных компрессоров двухступенчатого сжатия
ДАУ-80 на БМРТ-251 Клайпедской базы
тралового флота и ДАУ-50 на СРТМ-8010 и
СРТМ-8011 Клайпедской базы океанического
рыболовного флота.
Компрессоры ДАУ-80 работали на опытном
сернистом масле ХА-30 в течение 4500 ч,
ДАУ-50 —на маслах ХА-23 (СРТМ-8010) и
ХА-30 (СРТМ-8011) в течение 2600 ч в условиях
промысла.
Чтобы установить различия в режимах
работы компрессоров до испытаний на опытных
маслах и в период испытаний, провели
сравнительный анализ по ряду показателей: температуре
кипения и давлению конденсации аммиака,
а также частоте вращения коленчатого вала
компрессора.
Полученные результаты обработали методом
математической статистики. Обработка данных
показала, что нагрузка на компрессоры ДАУ-80
во время испытаний в первом рейсе была в 1,1
раза ниже, а во втором в 1,3 выше, чем до
испытаний.
В период испытаний компрессоров ДАУ-50
на СРТМ-8010 нагрузка была такой же, как до
проведения испытаний, а на СРТМ-8011—в
1,33 раза выше.
Повышение нагрузки объясняется тем, что
второй рейс БМРТ-251 и рейс СРТМ-8011
проходили в районе, где температура забортной
воды достигала 28—32° С. Это приводило к
увеличению давления конденсации холодильного
агента. При увеличении давления конденсации
повышается разность между ним и давлением
всасывания. В результате возрастает удельное
давление в узлах трения, что может явиться
одной из причин износов деталей и узлов
судовых компрессоров. Таким образом, противо-
износные свойства и химическую стабильность
опытных масел проверяли в жестких условиях.
Сравнивали противоизносные свойства
опытных масел, масел ХА, ХА-30 (ГОСТ 5546—66)
и масла «Веретенное-2» (ГОСТ 1707—51) путем
построения графических зависимостей
скоростей износов деталей компрессоров при работе
на этих маслах (рис. 1, 2).
от
W
0,01
•'
•
Ь
\
•
•
•
•
~о —
>
»
•
о
»
иООС
•
•
•о
/
о* 1
т
/•
/
° <? G
о
•
•
Г °
/ 2 3 ? 5 6 7 8 3 10 11
% тыс. ч
Рис. 1. Скорости износа цилиндровых втулок
компрессоров ДАУ-80:
теоретическая кривая регрессии; % —
скорость износа на масле ХА (ГОСТ 5546—66); 0 — скорость
износа на масле ХА-30 (ГОСТ 5546—66); О — скорость
износа на опытном масле ХА-30; 1 — и= @,00398 Г"Ч-
+0,027)^0,00806; 2 — v= @,00329 тгЧ-0,0075)=ьО,0021.
тч
ош
\0М
0,008
ОМ
°\
о
о о
>w
\ и
S. с
>
о
о
I
о
^ 1 5"о
i
*
10 11 ft 16 1д 20 21
X. тыс. ч
Рис. 2. Скорости износа мотылевых шеек коленчатых
валов компрессоров ДАУ-50:
теоретическая кривая регрессии; 0 —
скорость износа на масле «Веретенное-2» (ГОСТ 1707—51);
? — скорость износа на опытном масле ХА-30; % —
скорость износа на опытном масле ХА-23; с>= @,0506 т~Ч-
+0,0089)^0,00164.
Величину скоростей износов определяли по
формуле
где v — скорость износа деталей, мм/1000 ч;
с2—ci — износ деталей между обмерами, мм;
т2—хг — продолжительность эксплуатации
между обмерами, тыс. ч.
Скорости износов цилиндровых втулок
компрессоров ДАУ-80 (см. рис. 1) и мотылевых шеек
к

коленчатых валов компрессоров ДАУ-50
(см. рис. 2) находили методом наименьших
квадратов.
Для оценки надежности полученных
результатов рассчитывали коэффициенты корреляции,
которые во всех случаях получились
отрицательными, так как скорости износов со
временем уменьшаются.
Были получены следующие значения
коэффициентов корреляции: для масла ХА
(ГОСТ 5546—66) — 0,712>0,7, для масла ХА-30
(ГОСТ 5546—66) — 0,625>0,5, для масла
«Веретенное-2» (ГОСТ 1707—51) — 0,952>0,7,
которые свидетельствуют о том, что корреляция
соответственно сильная, выше умеренной и
сильная.
Полученные функциональные зависимости
справедливы для всей совокупности
цилиндровых втулок компрессоров ДАУ-80 и мотыле-
вых шеек коленчатых валов компрессоров
ДАУ-50 при работе на указанных маслах.
Анализ таблицы, где приведены средние
скорости износов наиболее изнашиваемых узлов
судовых компрессоров ДАУ-50 и ДАУ-80,
графических зависимостей, а также режимов работы
компрессоров до испытаний и в период их
проведения показал, что противоизносные свойства
опытного сернистого масла ХА-30 и масла
ХА-30 по ГОСТ 5546—66 идентичны; скорости
износов деталей компрессоров ДАУ-80 и ДАУ-50
при их эксплуатации на маслах «Веретенное-2»
по ГОСТ 1707—51 и ХА по ГОСТ 5546—66
в 1,5—2 раза выше, чем при эксплуатации на
опытном сернистом масле ХА-23 и в 3 раза
выше, чем на опытном сернистом масле ХА-30.
Испытания показали, что надежность
жидкостной смазки для судовых компрессоров
ДАУ-50 и ДАУ-80 возрастает с увеличением
вязкости масел в диапазоне скоростей,
соответствующих поршневым компрессорам.
Применение для смазки высоконагруженных
компрессоров ДАУ-80 и ДАУ-50 масел с
кинематической вязкостью при 50° С, равной 10—
14 ест (ХА по ГОСТ 5546—66 и «Веретенное-2»
по ГОСТ 1707—51), авторы считают
нежелательным.
При вскрытии компрессора не обнаружено
коррозионного износа деталей, разбухания
резиновых уплотнений более интенсивного, чем
при эксплуатации судовых компрессоров на
маслах ХА-23 и ХА-30 по ГОСТ 5546—66,
и разрушения цветных металлов, а также не
обнаружено задиров и рисок на цилиндровых
втулках, поршнях, вкладышах мотылевых
подшипников, мотылевых шейках коленчатых
валов, поломок поршневых колец, подплавок и
выкрашивания мотылевых подшипников.
В период испытаний опытное сернистое масло
ХА-30 в компрессорах ДАУ-80 меняли через
2000 ч работы. В компрессорах ДАУ-50 на
СРТМ-8010 сернистые масла ХА-23 и ХА-30
меняли через каждые 700—900 ч, а на
СРТМ-8011—через каждые 500 ч работы
согласно инструкции по эксплуатации.
Периодически из картеров компрессоров
отбирали пробы масел.
На основании результатов анализа опытных
сернистых масел (см. рис. 3, 4) можно сделать
следующие выводы:
температура застывания и температура
вспышки в открытом тигле не претерпели
значительных изменений и находятся на уровне
требований на свежее масло;
несколько повышенное содержание
механических примесей и увеличение кинематической
вязкости масел при испытаниях в компрессорах
ДАУ-50 объясняется значительной
загрязненностью систем холодильных установок, так как
судно СРТМ-8010 делало предпоследний, а
СРТМ-8011—последний рейсы перед большим
капитальным ремонтом холодильных установок;
кислотное число и рН не претерпели
значительных изменений;
содержание серы в опытных маслах не
изменилось;
половину механических примесей составляют
сгораемые примеси.
Ниже приведены пределы изменения
браковочных параметров смазочных масел:
Вязкость кинематическая при 50° С (изменение от
первоначальной), 96, не более 25
Температура вспышки в открытом тигле, ° С, не
менее 150
Содержание механических примесей, 96, не более 0,2
Кислотное число, мг КОН/г масла, не более 1,0
Узлы и детали
компрессоров ДАУ-80
и ДАУ-50
Средние скорости износов, мм/1000 ч
ДАУ-80 (БМРТ-251)
Ц. в. д.
ц. н. д.
ДАУ-50 (СРТМ-8011)
Ц. в. д.
Ц. н. д.
ДАУ-50 (СРТМ-8010)
Ц. в. д.
Ц. н. д.
Цилиндровые втулки
Мотылевые шейки
коленчатых валов . . . .
0,0058
0,0053
0,0063
0,0053
Масло ХА-30
0,0055
0,0051
0,0077
0,0052
0,0117
0,0079
Масло ХА-23
0,0127
0,0053
Примечание: ц. в. д., ц. н. д.—цилиндры высокого и низкого давления.
3 Холодильная техника № 3
17

О 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8Т,тыс.ч
Рис. 3. Изменение физико-химических
показателей опытного масла ХА-30 в
период проведения испытаний
компрессоров ДАУ-80 на БМРТ-251.-4
кинематическая вязкость
при 50° С, ест; рН; — X —
кислотное число, мг КОН/г
масла; % — содержание
механических примесей, %; 0—температура
вспышки в открытом тигле, °С; ? —
температура застывания, °С.
1.4,0
',6,5
сл,0
22,5
22,0
г 1,5
21,0
20,5
20,0
1
-9,2
'9J
-3,0
-8,9
-8,8
-8,7
-8,6
-8,5
8,1
'2
-0,190
-0170
-0,150
-0,130
-ол о
-0,090
-от
-от
0,030
~3
-0,081
-0070
-0,060
-0,050
-ом
-0,030
-от
-0,010
0
4
-131
-130
-189
-168
-187
-18 Б
-185
-т
183
5
--37
-38
-33
-40
:hL
В
/
L
i
Л
/
\
17!
у/
Л
L_
~1
у
%
«V
-х—
N>
-,
-х-
ч
У
г~К"
1
1 1
у
А
\
у
У
'ч
\
\
ч
1 Хг р Г*
-щож-вщт
-9Ш17МЩ191
-з,ошо\о,ошзо
-д,9шои/щт
- 8Ш11о\ощт
\ошошог1т
\б,5)МШЩ185
\мшзА о\т
5
-38
-39
--40
-41
-42
Б
L*=-
— ¦
х I
Г--
А
0 100 200 300 400 500 EDO 700 800 900 Т,ч
Сопоставляя физико-химические показатели
опытных масел в период проведения испытаний
(рис. 3, 4) и браковочные параметры, можно
сделать вывод о пригодности этих масел к
дальнейшей эксплуатации сверх срока, указанного в
инструкции по эксплуатации компрессоров
ДАУ-80 и ДАУ-50.
Из рис. 3 видно, что даже после 2000 ч
эксплуатации физико-химические показатели опытного
масла ХА-30 весьма далеки от браковочных.
Это заключение подтверждает опытная
эксплуатация судовых компрессоров двухступенчатого
сжатия отечественного и зарубежного
производства на сернистом масле ХА-30, а также на
масле ХА-30 по ГОСТ 5546—66 (база «Севрыб-
холодфлот» и Клайпедская база
рефрижераторного флота).
Выводы
По противоизносным свойствам опытные
сернистые масла ХА-23 и ХА-30 идентичны маслам
а юо 200 зоо '
f
Рис. 4. Изменение физико-химических
показателей опытных масел в период
проведения испытаний
компрессоров ДАУ-50:
а — ХА-23 (СРТМ-8010); б — ХА-30
(СРТМ-8011). Обозначения см. на
'рис. 3. '
ХА-23 и ХА-30 по ГОСТУ 5546—66 и гораздо
лучше, чем масла ХА по ГОСТ 5546—66 и «Ве-
ретенное-2» по ГОСТ 1707—51.
Опытные масла ХА-23 и ХА-30 пригодны для
смазки аммиачных поршневых компрессоров
двухступенчатого сжатия на всех судах флота
рыбной промышленности, причем масло ХА-30
в качестве основного, а масло ХА-23 в качестве
заменителя.
В судовых холодильных компрессорах
двухступенчатого сжатия нельзя применять масла
ХА по ГОСТ 5546—66 и «Веретенное-2» по
ГОСТ 1707—51 из-за пониженной вязкости.
Срок службы опытных масел ХА-23 и ХА-30
при нормальной технической эксплуатации
судовых аммиачных поршневых компрессоров
двухступенчатого сжатия должен быть не менее
1500 ч при ведении промысла в тропиках и
2000 ч — в умеренных широтах.
621.57.041-213.3:621.564.25
Исследование процессов изнашивания деталей
фреоновых герметичных компрессоров
Б. И. ХАРМАЦ, И. А. ЭЛЬКИН, О. Г. БОГАТИКОВ
Харьковское опытно-конструкторское бюро холодильных машин
Компрессор К-928 разработан для механиче- пределах температуры и влажности в помеще-
ских осушителей воздуха и кондиционеров, ™ях.
- J J r Конструкция компрессора должна обеспечи-
предназначенных для поддержания в заданных вать его высокую надежность и долговечность.

Таблица 1
Деталь
Цилиндр
Поршень
Поршневой палец
Шатун
Эксцентриковый вал
Материал
Чугун СЧ 21-40
Сталь А-12
Сталь 45
Бронза Бр. ОЦС 6-6-3
Сталь 18Х2Н4ВА
Твердость трущейся
поверхности
НВ= 180—220
НВ —120—145
HRC—45—55
HRC = 50—55
Компрессор К-928 — герметичный поршневой
фреоновый непрямоточный с вертикальным
эксцентриковым валом и рядным расположением
двух цилиндров. Холодопроизводительность
(при tQ=5°C и 4=40° С) 5500 ккал/ч,
номинальная мощность электродвигателя 1,8 кВт,
диаметр цилиндров 50 мм, ход поршня 24 мм,
частота вращения вала 1440 об/мин,
холодильный агент—фреон-22.
Опорами эксцентрикового вала служат
шарикоподшипники А-306 и А-307 и поршневые
пальцы плавающего типа.
Материалы трущихся деталей приведены в
табл. 1.
Ресурсным испытаниям подвергались четыре
произвольно выбранных компрессора К-928,
которым были присвоены номера 1, 2, 3, 4.
Компрессоры испытывали в составе
механических осушителей воздуха, куда входили
также конденсатор, ресивер, фильтр-осушитель,
капиллярные трубки и испаритель (рис. 1).
СЭ3
Рис. 1. Схема испытательной установки:
1 — испаритель; 2 — конденсатор; 3 — вентилятор; 4 —
термометры; 5 — манометры; 6 — испытываемый
компрессор; 7 — ресивер; 8 — капиллярные трубки; 9 — поддон.
Механические осушители воздуха
устанавливали в теплоизолированной герметичной
камере, оборудованной специальной системой
кондиционирования, которая обеспечивала изменение
температуры и влажности в широких пределах.
Давление всасывания и нагнетания, заданные
программой испытаний, поддерживали путем
изменения температуры и влажности в камере и
контролировали манометрами АВ-1 класса
точности 1,6. Температуру измеряли ртутными
термометрами с ценой деления 0,5° С.
Перед началом ресурсных испытаний
определяли холодопроизводительность на
номинальном для высокотемпературного компрессора
режиме (f0=5° С, /к=40° С) и потребляемую
электродвигателем мощность, а также с определенной
периодичностью проводили микрометрические
измерения трущихся деталей в нескольких
равноудаленных сечениях и в двух взаимноперпен-
дикулярных плоскостях. Мерительный
инструмент (длиномер ИЗВ, индикаторный нутромер
повышенной точности) обеспечивал погрешность
измерений не выше 0,001 мм.
Микрометрические измерения проводили
согласно общепринятой методике (промывка
деталей в бензине, высушивание, выдерживание
в помещении, где проводили обмер, в течение
20 ч, 4—5-кратное измерение каждого размера
с последующим усреднением).
После проведения измерений поверхности
трения деталей подвергали профилографированию
с использованием профилографа-профилометра
типа ВЭИ-201 завода «Калибр».
Отдельные поверхности трения проверяли на
микротвердость, для чего использовали
микротвердомер ПМТ-3 (нагрузка 400 г, увеличение
в 126 раз).
Наработка компрессоров в течение ресурсных
испытаний составила 10 000 ч.
Испытания проводили на двух режимах,
продолжительность каждого 5000 ч, периодичность
чередования режимов 12 ч. Компрессор на
каждом режиме работал циклично, время работы
51 мин, стоянка 9 мин.
Ниже приведены параметры работы
компрессоров на каждом режиме:
Режим I Режим II
Температура, °С
кипения 20 5
конденсации 62 40
Давление, кгс/см2
кипения 9,82 б
конденсации 25,35 15,8
Величины максимальных и средних удельных
давлений в сопряжениях компрессора,
соответствующие указанным режимам работы, а
также значения средней скорости скольжения
трущихся деталей приведены в табл. 2.
19
2-U

Таблица 2
Сопряжения
Удельные давления, кгс/см*

максимальное
среднее

максимальное
среднее
Средняя
скорость

скольжения, м/с
Цилиндр—поршень
Поршень—палец
Шатун—палец
Шатун—эксцентриковый вал
2,42
98,4
119
29
им I
1,21
50,7
61,4
14,7
1,45
59
72
17
Режим
0,725 1
31,5
37,9
8,7
II
1,43
0,136
4,07
В конце испытаний определяли холодопроиз-
водительность компрессоров на
калориметрическом стенде при ^о^0 С и tfK=40° С.^
Значения холодопроизводительности,
потребляемой электрической мощности и удельной
электрической холодопроизводительности
компрессоров до и после ресурсных испытаний
приведены в табл. 3.
Как видно из табл. 3, показатели
компрессоров в среднем снизились: холодопроизводи-
тельность на ~4%, потребляемая
электродвигателями мощность на 3%, удельная
холодопроизводительность на 1%.
После испытаний компрессоры разобрали и
осмотрели трущиеся поверхности. Были
проведены микрометрические измерения, профило-
графированы поверхности трения, испытаны на
микротвердость слои изношенных поверхностей
поршней и поршневых пальцев,
сфотографированы изношенные поверхности деталей трения
в плане (при 80—120-кратном увеличении с
помощью микроскопа МИР-2 с фотоприставкой),
а также сделан химический анализ осадка
масла, находящегося в картерах компрессоров.
Таблица 3
Показатели
Холодопроизводительность,
Мощность, кВт
Удельная электрическая
холодопроизводительность,
ккалДкВт'ч) ......
До начала испытаний
компрессоров
1
5737
1,895
3027
2
5623
1,9
2887
3
5499
1,96
2805
4
5596
1,99
2812
Продолжение
Показатели
Холодопроизводительность,
Мощность, кВт
Удельная электрическая
холодопроизводительность,
ккал/(кВт»ч)
После окончания испытаний
компрессоров
1
5499
1,85
2973
2
5423
1,9
2854
3
5280
1,89
2794
4
5413
1,93
2805
Результаты микрометрических измерений
деталей трения и испытаний на микротвердость
усредняли, случайные результаты исключали
в соответствии с принятой методикой
(РТМ-44—62).
Линейные износы поверхностей трения
цилиндров и поршней невелики — не превышали
4 мкм. Износы трущихся поверхностей
сопряжения эксцентрик — нижняя головка шатуна
несколько выше, однако не более 5—8 мкм.
Трущиеся поверхности сопряжения
поршневой палец — верхняя головка шатуна
изнашиваются интенсивно. Линейные износы их
близки по величине и достигают 40—45 мкм. В паре
поршневой палец — бобышка поршня линейные
износы отверстий в бобышках поршней
достигают 15—20 мкм, значительно превосходя
износы сопряженных поверхностей поршневых
пальцев.
Разница величин износов одной и той же
детали в различных сечениях не превысила 1—2 мкм.
Разброс износов трущихся поверхностей
одноименных деталей относительно усредненной
величины составил 60%.
По усредненным результатам измерений
построены графические зависимости среднего
линейного износа трущихся деталей от времени их
работы (рис. 2).
Скорость изнашивания деталей определяли
по формуле
Ки8н = tg а
"s-Езш
мкм/тыс. ч,
где а — угол наклона кривой износа
детали;
#нач> И%— усредненные размеры детали до
начала работы и по истечении т
часов работы.
Анализ зависимостей средних линейных
износов деталей компрессоров от времени их работы
позволяет установить следующие
закономерности изнашивания деталей компрессоров.
— Интенсивность изнашивания поверхностей
трения деталей в период приработки больше,
чем в период установившегося износа, что
особенно заметно для поршневых пальцев,
отверстий в верхней и нижней головках шатунов и
20

И,тн
1A
0
20
а»
/
ГО—
2
¦—
1
h-fr8
Ln^i
~г~
=ф=
5
=Mr-
rJt=
•
В
Х&П
А „
^г
7
==Ф=
А
J
^5"
=3Q
k>—I
—f
^ Е/ШК*)
s=$
Имт
И,нкм
J*~
4g-=
0
M
/
^
__J,
fc-
=.¦=.-
___J?
.— __.
л
ш
*
J
4
Z^tl
PfSP
L_s
¦—o-
i Б
=^=
--^i--"-
—11-
7
?/
s
8
6
^
j
=—^
-Л-Л
f
Z>akv
*[
аГ Y^
Рис. 2. Зависимость
усредненных линейных износов И
трущихся поверхностей деталей
четырех компрессоров от
времени их работы т (
детали нижней цилиндро-поршневой
группы; детали верхней
группы): Л — износы в
плоскости воздействия максимальных
удельных нагрузок; Б —
износы в плоскости,
перпендикулярной плоскости Л;
а — износы цилиндров и
поршней; 1 — цилиндр верхний; 2 —
цилиндр нижний; 3 — поршень
верхний; 4 — поршень нижний;
б — износы эксцентриков и
отверстий в нижних головках
шатунов: 1 — шатун верхний; 2—
шатун нижний; 3 — эксцентрик
г верхний; 4 — эксцентрик
нижний;
в — износы поршневых пальцев в зоне контакта с шатуном
и отверстий в верхних головках шатунов: / — шатун
верхний; 2 — шатун нижний; 3 — палец верхний; 4 —
палец нижний;
г — износы поршневых пальцев в зоне контакта с
поршнем и отверстий в бобышках поршней: 1 — поршень
верхний; 2 — поршень нижний; 3 — палец верхний; 4 —
палец нижний.
бобышках поршня. Длительность периода
приработки сопряжений компрессоров установить
не удалось, так как первую разборку и микро-
метрирование проводили через 1300 ч работы.
— Скорости изнашивания большинства
трущихся деталей в плоскости А незначительно
превосходят скорости их изнашивания в
перпендикулярной плоскости Б. Вместе с тем, скорость
изнашивания отверстий малых головок шатунов
в плоскости наибольших нагрузок значительно
выше скорости изнашивания в
перпендикулярной плоскости. Разница износов в этих
плоскостях за 10 000 ч работы компрессоров
составляет 10—25 мкм. Это может быть объяснено
невысокой поверхностной твердостью бронзового
шатуна и значительной разницей между
максимальными и средними величинами удельных нагрузок
в плоскостях Л и Б.
Среди факторов, определяющих интенсивность
изнашивания деталей данного компрессора —
удельные нагрузки, относительные скорости
скольжения, условия смазки, твердость,
структура сопряженных поверхностей и т. д., —
основным является удельная нагрузка в
сопряжениях. Величина относительной скорости
скольжения оказывает меньшее влияние.
Поверхности трения большинства деталей
верхней цилиндро-поршневой группы
(цилиндра, поршня, отверстия в большей головке
шатуна, эксцентрика, поршневого пальца)
изнашиваются больше поверхностей трения деталей
нижней группы, в частности из-за худших
условий смазки трущихся поверхностей верхней
группы компрессора.
Микрорельеф поверхностей трения деталей
компрессора изучали путем сравнения профило-
грамм поверхностей, снятых до и после
проведения испытаний. По профилограммам в
соответствии с ГОСТ 2789—59 определяли
шероховатость поверхностей и устанавливали класс и
группу чистоты каждой поверхности.
Шероховатость поверхностей одноименных деталей раз-
21

Таблица 4
Показатели
Класс чистоты по
технической документации
Класс и группа чистоты
исходной поверхности
поверхности после
испытаний
Цилиндр
=я
рхни
О)
CQ
10
10а
Па
«
жни
я
я
—
Па
12а
Поршень
«
рхни
0J
я
10
106
12а
«
жни
Я
Я
—
106
12а
Эксце
*
рхн*
я
10
106
126
нтрик
аЯ
ЖНИ
я
я
—
10в
12а
Нижняя
головка
шатуна
эЯ
рхни
тун
8э
—
8в
9а
эЯ
Я х
8?
я 2
я 3
9
86
9а
Верхняя
головка
шатуна
«в
и а
—
9в
9а
жни
тун
яЗ
9
9в
9а
Палец
»я
рхни
я
—
12а
12а
1ИНЖ
я
я
10
126
126
я
X
к
я
5
С
10
12а
12а
личается между собой не более чем на 3 группы
чистоты.
Усредненные показатели классов и групп
чистоты поверхностей трущихся деталей
сведены в табл. 4.
В процессе приработки деталей
устанавливается оптимальная микрогеометрия
поверхностей трения, не зависящая от первоначальной
шероховатости, а определяемая конкретными
условиями работы сопряжений — нагрузкой,
скоростью, температурой и др. [1].
Как показывают приведенные профилограм-
мы и данные табл. 4, во время работы
компрессора постепенно сглаживаются микронеровности
и повышается чистота поверхностей на 1—2
класса. Исключение составляет лишь поверхность
отверстия в верхней головке шатуна, где
шероховатость в процессе испытаний увеличилась.
Чтобы задаться оптимальным классом чистоты
поверхностей трения, необходимо провести
технико-экономический анализ для оценки
увеличения стоимости обработки деталей при
повышении исходного класса чистоты поверхностей,
ускорения приработки и повышения
износоустойчивости деталей.
Микротвердость поверхностных слоев
поршней в исходном состоянии была в пределах 186—
266 кг/мм2, после испытаний — 132—180 кг/мм2.
Микротвердость поверхностных слоев
поршневых пальцев в исходном состоянии составляла
630—742 кг/мм2, после испытаний в местах
сопряжения с шатуном снизилась до 415—
530 кг/мм2, а в местах сопряжения с
бобышками поршней — до 464—642 кг/мм2.
Полученные результаты хорошо согласуются
с данными работ [2, 3], показывающими, что
истирание металлов в среде, лишенной
кислорода, приводит к понижению твердости
поверхностного слоя за счет удаления пленок окислов,
обладающих повышенной твердостью.
Понижение микротвердости беговой дорожки при работе
на маслофреоновых растворах было отмечено
В. П. Берладом [4].
Неодинаковую микротвердость поверхностей
поршневых пальцев в различных зонах можно
объяснить влиянием большей скорости
скольжения в месте контакта пальца с шатуном, что
способствует разрыхлению поверхностного слоя и
снижению его твердости.
Сравнение результатов исследований с
описаниями и микрофотографиями типовых видов
изнашивания деталей машин [3] позволило
определить виды износа деталей компрессора К-928.
Поверхности поршневых пальцев
характеризуются неравномерными грубыми
шероховатостями, царапинами и глубокими впадинами,
ориентированными по направлению движения.
В зоне контакта с шатуном наблюдается
значительное омеднение.
Износ пальцев носит местный характер и не
охватывает всей поверхности трения.
Описанные признаки характерны для начальной стадии
износа схватыванием первого рода в соответствии
с классификацией видов изнашивания,
предложенной в работе [5].
Поверхности цилиндров чистые, видимых
следов износа не наблюдается, за исключением
рисок в отдельных местах.
Поверхности отверстий в верхней и нижней
головках шатунов имеют заметные следы
износа в нагруженных зонах. На изношенных
участках наблюдаются следы пластического
разрушения, царапины, надрывы, что характерно для
схватывания второго рода.
На рабочих поверхностях поршней отмечены
следы контактного схватывания при тепловом
износе, продольные риски, грубые
шероховатости с плавными переходами от вершин к впадинам.
Для поверхностей эксцентриков характерны
меньшие размеры отдельных узлов
схватывания, но большее их число. Это очевидно
обусловлено повышением температуры на поверхностях
трения.
Наблюдаются зоны повышенного износа, в
которых имеются следы пластического
разрушения и размазывания металла.
22

Характер изнашивания рабочих поверхностей
поршней и эксцентриков типичен для теплового
износа. Различные стадии износа на этих
поверхностях обусловлены неодинаковыми
удельными нагрузками и скоростями скольжения.
На подпятниках имеются кольцевые выработки,
на участках, прилегающих к внутреннему
радиусу, — центры схватывания.
Поверхности поршней, эксцентриков,
поршневых пальцев, торцов валов и подпятников
омедняются. Измерение методом профилографирова-
ния показало, что глубина слоя меди на этих
поверхностях колеблется от 5 до 15 мкм.
Наибольшая глубина медного слоя на поршневых
пальцах, т. е. на поверхностях,
отличающихся высоким классом чистоты, достигает 50 мкм.
Средний вес твердого осадка масла, взятого
из кожухов компрессоров после испытаний,
составляет 0,5 г. Химический анализ осадка
масла показал, что в нем содержатся 45%
железа, 13% меди, 1% кремния, 0,3% никеля,
органические вещества и другие примеси.
Выводы
Проведенные ресурсные испытания показали
хорошую износоустойчивость деталей
компрессора К-928.
Оптимальные перепады температур в тепло-
обменных аппаратах холодильной машины
должны определяться путем
технико-экономического расчета с учетом стоимости аппаратов,
количества рабочих часов за год, стоимости
электроэнергии и т. д. Существующие нормативы по
этому вопросу недостаточно обоснованы и
нуждаются в проверке. Очевидно, что в
зависимости от перечисленных факторов они должны быть
дифференцированы.
Оптимальным называется такой перепад
температур, при котором переменная часть общей
годовой стоимости эксплуатации будет
минимальной.
В эту часть должны входить: амортизация
стоимости данного аппарата Ла и компрессора
Лк, расходы на ремонт Ра и Рк, а также
годовая стоимость расхода электроэнергии Э на
привод компрессора. Остальные составляющие
обшей стоимости эксплуатации можно считать
После работы в течение 10 000 ч холодопроиз-
водительность компрессоров снизилась в
среднем на 4%, мощность, потребляемая
электродвигателями,— на 3%.
На интенсивность изнашивания деталей
компрессора наибольшее влияние оказывает
удельная нагрузка на трущуюся поверхность детали.
Основными видами изнашивания трущихся
поверхностей деталей компрессора являются из-
носы схватыванием первого и второго рода.
На изношенных поверхностях деталей
компрессоров имеются омедненные участки.
Больше всего меди осаждается на поверхностях,
отличающихся высоким классом чистоты.
ЛИТЕРАТУРА
1. Костецкий Б- И., Колесниченко Н. Ф.
Качество поверхности и трения в машинах. Киев,
«Техшка», 1969.
2. Носовский И. Г. Влияние газовой среды на износ
металлов. Киев, «Техшка», 1968.
3. Г о л е г о Н. Л. Внешние признаки видов
изнашивания деталей машин. Киев, «Технша», 1961.
4. Мельцер М. 3. Смазка фреоновых холодильных
машин. М., «Пищевая промышленность», 1969.
5. Костецкий Б. И. Сопротивление изнашиванию
деталей машин. М., Машгиз, 1969.
536.5:621.57
постоянными, пренебрегая их изменением как
незначительным.
Уравнение для переменной части годовой
стоимости эксплуатации Г можно написать в
следующем виде:
= (Са + Ск) (— + 0,02) + npNB руб/годш A)
где Са — стоимость соответствующего аппарата
с учетом его монтажа, руб.;
Ск—то же, компрессора, руб.;
z — срок амортизации холодильной
машины, годы;
п — количество часов работы холодильной
машины, ч/год;
р— стоимость 1 кВт-ч электроэнергии,
руб.;
NQ—мощность, потребляемая
электродвигателем компрессора, кВт.
Оптимальные перепады температур
в испарителях и конденсаторах холодильных машин
Доктор техн. наук А. А. ГОГОЛИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
23

Стоимость текущего ремонта оценим в 2%
стоимости оборудования ежегодно.
Стоимость аппаратов при подсчете была
принята по данным ВНИИхолодмаша [1], в
которой были учтены транспортные и складские
расходы, а также стоимость монтажных работ. Она
может быть выражена линейной зависимостью
C^A+B-F руб., B)
где F — теплопередающая поверхность
аппарата, равная поверхности
соприкосновения с холодоносителем или
охлаждающей водой.
Величины А и В для различных аппаратов
приведены ниже:
л в
Аммиачные аппараты
вертикальные кожухотрубные
конденсаторы KB 550 15,5
горизонтальные кожухотрубные гладко-
трубные
испарители ИКТ 650 23,7
конденсаторы КТГ 500 20,7
горизонтальные кожухотрубные гладко-
трубные в судовом исполнении
испарители ИСК 800 29,0
конденсаторы КСК 800 25,2
погружные панельные испарители ИП 750 25,2
погружные панельные испарители в
судовом (морском) исполнении ИПМ . . ¦ 800 :?8,3
Фреоновые аппараты
горизонтальные кожухотрубные гладко-
трубные]
испарители ИТГ 250 37,5
конденсаторы КТГ 340 28,0
горизонтальные кожухотрубные
ребристые
испарители ИТР 340 70,0
конденсаторы КТР 50 115,0
горизонтальные кожухотрубные
ребристые в судовом (морском) исполнении
испарители МИТР \д-п .„. п
конденсаторы МКТР Г°и Ь1»и
Вследствие отсутствия статистических данных
об износе холодильного оборудования срок
амортизации определяли по нормам [2]. Он был
равен 8,7 года.
Вначале проведем анализ зависимости A)
для испарителей.
С учетом уравнения B), а также известных
уравнений теплопередачи и удельной холодо-
производительности уравнение A)
преобразуется следующим образом:
Ги - А (— + 0,02j + В (-J- + 0,02) х
* таг+с« (т-+°'02)+*> ~кк №<*- ю
где <20 — холодопроизводительность
испарителя, ккал/ч;
&и— коэффициент теплопередачи
испарителя, ккал/(м2-ч-°С);
24
6И — средний перепад температур
холодильного агента и холодоносителя в
испарителе, °С;
Ке — удельная эффективная
холодопроизводительность машины, ккал/(кВт-ч);
т]э — к. п. д. электродвигателя.
В дальнейшем холодопроизводительность Q0
будем считать постоянной величиной. Кроме
того, при подсчете минимального значения Ги
принимается постоянной средняя температура
холодоносителя tSi связанная с температурой
кипения t0 следующим уравнением:
*о='.-6и°С. D)
Первый член уравнения C) не зависит от 9И.
Второй член, учитывающий переменную часть
амортизации испарителя, будет уменьшаться с
ростом 0И.
Третий член, учитывающий амортизацию
компрессора, должен увеличиваться с ростом 9И,
так как и при /8=const температура кипения t0
будет снижаться D). Для получения той же
холодопроизводительности необходим
компрессор больших размеров, который дороже.
Однако, как показали предварительные расчеты,
влияние амортизации и ремонта компрессора
невелико и поэтому в окончательных уравнениях
не учитывалось.
Последний член уравнения C), отражающий
расходы на электроэнергию, будет
увеличиваться с повышением 9И, так как при постоянных
величинах Q0, F и ts в этом случае будет
понижаться температура кипения t09 а
следовательно, уменьшаться удельная
холодопроизводительность Ке-
Таким образом, с увеличением 9И будет
уменьшаться второй член и увеличиваться четвертый.
Подобный характер зависимости обычно
приводит к экстремальному протеканию функции
/W (ви).
Известно, что коэффициент теплопередачи
испарителя зависит от перепада температур. Эту
зависимость в пределах ви=2-^-6° С оказалось
возможным выразить линейным уравнением
ки=а1+Ь1ди ккал/(м2-ч-°С). E)
Величины аг и Ьг по экспериментальным
данным [3, 5, 6 и 7] для испарителей, работающих
на аммиаке и фреоне-22, приведены ниже.
Для аммиачных кожухотрубных испарителей
с шахматным расположением трубок диаметром
25x3, имеющих нормальную загрязненность,
рекомендуется принимать зависимость по
данным Н. М. Поволоцкой [3]. Для
кожухотрубных испарителей с трубками диаметром 57 мм
можно использовать данные автора [4].
Аммиачные испарители ах bt
ИКТ [3]
при *0 = —15° С, ws= 1,5 м/с ... .270 80
при /0 = —2°С, we =1,5 м/с 300 88

ИА (вертикально-трубные) при t0 = —15° С,
ws = 0,49 м/с [5] 155
ИП [6]
при *0=—15°C, ws = 0,55 м/с ... . 330
при to = 0°C (вода)» ws = 0,55 м/с . . . 465
Фреоновые испарители [7]
ИТГ при *0 = —15°С, ю8 =1,5 м/с . . . 130
ИТР при t0 = - 15° С, о/8= 1,5 м/с . . . 260
43
30
30
95
182
"?5С,
Удельная холодопроизводительность при
постоянной температуре конденсации зависит от
температуры кипения t0, которую можно
выразить через среднюю температуру холодоносите-
ля ts и перепад температур 9И D).
В небольшом интервале температур
[зависимость Ке от i0 можно принять линейной:
Ke=a2+b2t0=a2+ b2ta—b2Qa ккал/(кВт-ч). F)
Значения а2 и Ъ2 для холодильных машин с
крупными поршневыми компрессорами,
работающими на аммиаке и фреоне-12, по опытным
данным ВНИИхолодмаша даны в табл. 1.
Удельную холодопроизводительность Ке Для
машин, работающих на фреоне-22, можно
принимать приблизительно равной средней
арифметической из значений для аммиака и фреона-12.
На основании уравнений C—6) был проведен
примерный подсчет изменения Ги в зависимости
от 8И (рис. 1).
Из рис. 1 видно, что амортизацию стоимости
компрессора можно с достаточной точностью не
учитывать в расчете.
Оптимальные значения 0И отличаются от
обычно принимаемого значения 5° С, хотя
минимум выражен не очень резко. Х\
Из всех эксплуатационных расходов,
вошедших в переменную часть, главным является
расход на электроэнергию. Амортизация и ремонт
оборудования относительно невелики.
На основании уравнений C—6) можно
составить зависимость для оптимального значения 6И:
ги = л ( — + 0,02) + Qo
в
+ 0,02 х
(ах + 61еи) 0И
• +
пр
а2 + b2ts — b%i)m
руб/год.
Л
\\
\\
1Д
\ \ ^
4>
*"~"
— il_OJ2=>
10
е;с
Рис. 1. Пример определения оптимального перепада
температур в испарителе по минимуму годовых
эксплуатационных расходов:
а — аммиачная машина для холодильников при ts—
=—10° С, ai=5000 ч/год;
б — фреоновая машина (фреон-22) для кондиционирования
воздуха при *s=10° С, п~ 1000 ч/год.
Дифференцируя это уравнение и приравнивая
полученную производную функцию нулю,
получаем
ddn
Qo
1 * ' ) (а, + МиJ ви
пр
Лэ " («2+ b2ts— МиJ
И]
= 0.
(8)
В окончательном виде, обозначив
пр
G)
— + 0М)Вщ
Таблица 1
Значения
а2 . . .
ь2 . . .
Аммиачные холодильные машины
iQ = __25 -ь-10° С
30
4560
97
35
3870
85
40
=
t9 = -Ю ч-+10° С
Фреоновые холодильные машины
t0 = — 30 -J-— i5cC | *0 = —15 + +10° С
температуры конденсации *к> °С
30
5060
146
35
4330
130,5
40 | 30
3700
117
3280
41
35
2850
40
40
2550
39
30
3870
90
35
3450
80
40
3020
72
4 Холодильная техника № 3
25

находим следующее уравнение 4-й степени для
оптимального значения 6И:
D1b2b2lQt+2b1b2(D1a1-b2)Ql+b2(D1a2l +
+4b1c2—a1b2)Ql+2c2 (a1b2—b1c2)Qli—a1c22 = О,
где c2=a2+b2ts. (9)
Аналогично испарителям можно подсчитать
оптимальные перепады температур в
конденсаторах 6К.
Пренебрегая изменением амортизации
стоимости компрессора, уравнение C)
переписывается в несколько измененном виде
1
Таблица 2
Значения
<24
64
Аммиачные холодильные машины
при t0, ° С
-25
4230
67,5
— 15 | —10
6000
96,5
6700
104
0
8900
130
+ 5
10 300
150
Продолжение
Ги
+ 0,02+5
X
go/
яр
ЯеПэ
— + 0,021 X
руб/год, A0)
где / =
_0к_
Qo
отношение
количества тепла в
к холодопроизво-
Значения
а4
?4
Фреоновые холодильные машины
при t0, ° С
-25
4230
67,5
-15
4700
68,0
— 10
5100
70,0
0
6430
86
+5
7300
92,5
конденсаторе
дительности.
Коэффициент теплопередачи конденсатора йк
практически не зависит от 6К, поэтому его
можно считать постоянным.
Зависимость величины / от /к, по данным Сток-
кера [8], можно выразить в пределах *к=25+
50° С следующим уравнением:
f=a3+b3tK==a3+b3tw+b3QK=c3+b3eK, A1)
где c3=a3+b3tw;
tw — средняя температура охлаждающей
воды, °С.
Значения а3 и Ьъ приведены ниже:
drK
= Qo
¦0,02
+
b*
np
A4)
Обозначим
npkK
Bt],
D- + 0,02
После решения получающегося уравнения 2-й
степени окончательное выражение будет
t0, °C
-30
—25
—20
— 15
а3
1,065
1,02
1,002
0,999
ь3
0,0130
0,0120
0,0105
0,00925
*о>°С
—10
-5
0
+5
а»
0,984
0,9625
0,929
0,900
Ь*
0,00825
0,0075
0,00725
0,0070
й cJl b4ps±']/b±c3D2 оГ
bAc3 — D2
A5)
Зависимость Ке от перепада температур 0К
можно определить аналогично испарителю:
Ke==ci4:—bJK=a4:—bJw—biQK=
=?4—^40к ккал/(кВт-ч), A2)
где с 4=а 4—bjw.
Значения а4 и 64, по опытным данным
ВНИИхолодмаша, для холодильных машин с
крупными поршневыми компрессорами,
работающими на аммиаке и фреоне-12 (/к=25+45° С),
приведены в табл. 2.
С учетом уравнений A1, 12) уравнение A0)
можно написать в виде
По уравнениям (9) и A5) оптимальные
значения 6И и 6К были просчитаны на электронно-
вычислительной машине «НАИРИ-С» для
нескольких вариантов холодильных установок
(рис. 2, 3 и 4). На рис. 5 дано сопоставление этих
вариантов в одинаковых условиях.
X
z
+ 0,02
пр
Qc
в
+ 0,02 IX
«К"к
• + '
Лэ (с* — 6 А)
руб/год. A3)
ппт
с
5
ч
3
г
1
^
^^
** —*«
р=1коп
5
*».«,
ЦкВт-ч]
^^^^
-
^*-
¦-—
—' -^j».
Г!Г::г
~"п
то то
5000 ШО 7000 п,ч!г
Дифференцируя это выражение и приравнивая
нулю полученную производную функцию, для
оптимального значения 0К имеем уравнение
26
Рис. 2. Оптимальные перепады температур в кожухотруб-
ных испарителях ( ) и конденсаторах ( —>
аммиачной холодильной установки (ts=—10°С, ^=259 С)*

km]
\
[ \\
кл
\
N
I
р=1кспЦкВт-ч]
\ X
<
V!5
4
4 ^
4
X
\
^.
*»>
¦^^
^-^
^
>N
i^
---
^^
^J
5000 mo woo1,4pd
Рис. З. Оптимальные перепады температур в кожухотруб-
ных испарителях ИТР ( ) и конденсаторах КТР
( ) установок кондиционирования воздуха, работаю-
__
i
п
f Л
\и
'>'
/ • ¦
рп
:
N;..
и
1. л
:Л
¦л
_
—
к
!>/
-V
1
*!
[|
К
L
I
'
щих на фреоне-22 (^=10° С,
= 30° С).
Аммиак Ж Ш _^_J<TPJI^ MW ш>
Фресн^г <?№н-?2
Холодильник Кондиционирование воздуха Судовая
холодильная установка
Рис. 5. Сравнение оптимальных перепадов температур
в конденсаторах К и испарителях И различных
холодильных установок (п=4000 ч/год, р=2,5 коп/(кВт-ч).
[\
к^
чр-#
\5
v^5
^5
10
^^
KonfcQr
10
*¦*-
7-4)
==^=
^^
'•
"
то зооо то т
п} ч!?.од
то то
Рис. 4. Оптимальные перепады температур в кожухотруб-
ных испарителях МИТР ( ) и конденсаторах
МКТР ( ) судовых холодильных установок,
работающих на фреоне-22 (t8=—\0° С, tw = 2b° С).
Выводы
Оптимальный перепад температур в
конденсаторах всегда на 1—2° С ниже, чем в
испарителях, что очевидно связано с более высокими
значениями коэффициента теплопередачи в
первых.
В аммиачных установках холодильников при
стоимости электроэнергии 2,5 коп/(кВт-ч) и
средней продолжительности работы 5000 ч/год
оптимальный перепад для испарителя 2,5° С и
конденсатора 1,65° С (см. рис. 2) вместо обычно
принимаемого перепада 5° С. Экономия от
такого снижения перепада составит на установку с
Q0=l млн. ккал/ч около 3000 руб/год.
В холодильных установках для
кондиционирования воздуха, работающих на фреоне-22,
при сравнительно дорогой теплообменной
аппаратуре (накатные медные трубки) оптимальные
перепады температур примерно в 2 раза выше,
чем в аммиачных установках для холодильников.
При небольшом количестве рабочих часов за
год и цене электроэнергии до 2,5 коп/(кВт-ч)
оптимальный перепад значительно превышает
обычную величину в 5° С.
Оптимальный перепад температур в
значительной степени зависит от количества рабочих часов
за год и стоимости электроэнергии.
Пренебрежение этой зависимостью может привести к работе
оборудования в неоптимальном режиме, что
вызовет повышение эксплуатационных затрат.
Изложенную методику можно применить для
определения 80ПТ и для других случаев.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ценник № 9 для переоценки холодильного
оборудования общепромышленного назначения. М.,
«Машиностроение», 1970.
2. Нормы амортизационных отчислений. М., 1961.
3. Поволоцкая Н. М., Коробов А. В.,
Иванова Р. Б. Исследование аммиачных тепло-
обменных аппаратов. Отчет ВНИХИ, 1967.
Гоголин А. А. Испытание кожухотрубного
испарителя. Отчет ВНИХИ, 1940.
Лаврова В. В. Испытание испарителей Линде.
Отчет ВНИХИ, 1939.
Лемешко В. К- Испытание испарителя 30-И
завода «Компрессор». Отчет ВНИХИ, 1960.
Поволоцкая Н. М. Исследование кожухотруб-
ных фреоновых испарителей различной модификации.
Отчет ВНИХИ, 1967.
Стоккер В. Ф. Холодильная техника и
кондиционирование воздуха. М., Машгиз, 1962.
4.
4*
2—14
27

664.8.037.5:546.17
Исследование экспериментальной установки промышленного типа
для замораживания пельменей жидким азотом
Н. Д. АБРАМОВ
Минмясомолпром РСФСР
Экспериментальная установка для
замораживания пельменей жидким азотом была создана
авторами на базе серийного пельменного
автомата СУБ-ЗМ Полтавского
машиностроительного завода.
В предварительных опытах по замораживанию
тестовой трубки и пельменей путем погружения
их в жидкий азот тестовая оболочка
растрескивалась, поэтому было решено охлаждать
её перед штамповкой холодными парами
азота. После штамповки предусматривалось
замораживание продукта путем орошения
жидким азотом. Такая схема, на наш взгляд, более
гибкая по сравнению с погружением и
обеспечивает требуемые температуры в установке и
продукте.
К пельменному автомату СУБ-ЗМ была
спроектирована и изготовлена изотермическая
морозильная камера. Штамповка и замораживание
пельменей осуществляются непосредственно на
металлической ленте из нержавеющей стали
толщиной 0,8 мм. Длина конвейера около 6 м.
ZZZZZZZZZZ
В. Г. ГУРВИЦ
Останкинский мясоперерабатывающий комбинат
На его раме была установлена изотермическая
морозильная камера с двойными стенками,
изготовленными из древесностружечной плиты.
Пространство между стенками заполнено
пенопластовой изоляцией толщиной 150 мм (рис. 1, а).
В камере четыре температурные зоны.
В зоне предварительного охлаждения продукт
охлаждается холодными парами газообразного
азота. В зоне штамповки тестовая трубка с фар-
шевой начинкой подается под штамп, где
образуются пельмени. В зоне орошения пельмени
замораживаются путем орошения их жидким
азотом, поступающим из танка ТРЖК-2У под
избыточным давлением. В зоне выравнивания
устанавливается одинаковая температура по всей
массе продукта.
Конструкция установки. В зоне
предварительного охлаждения продукта размещается
нагнетательный воздуховод прямоугольного сечения
длиной 2,5 м с щелевыми насадками,
обращенными к ленте, и двумя шиберными заслонками,
позволяющими регулировать количество пода-
Рис. 1. Опытная установка для замораживания пельменей
жидким азотом:
а — общий вид: / — автомат СУБ-ЗМ; 2 — зона
предварительного охлаждения (обдува); 3 — зона штамповки
пельменей; 4 — трубопровод подачи жидкого азота
(изоляция снята); 5 — зона орошения; 6 — конвейер;
б — разрез: 1 — изотермическая камера; 2 — фильера
для получения тестовой трубки с фаршевой начинкой;
3— фаршевый коллектор; 4 — тестовый коллектор; 5 —
автомат СУБ-ЗМ; 6 — устройство для посыпания мукой
тестовой трубки; 7 — поворотная заслонка; 8 — зона
предварительного охлаждения продукга; 9 —
электродвигатель вентилятора; 10 —
нагнетательный воздуховод; И —
шиберная заслонка; 12 — вентилятор; 13 —
штамповочный пельменный барабан;
14 — всасывающий воздуховод; 15 —
зона штамповки; 16 — трубопровод
подачи холодильного агента в
нагнетательный воздуховод; 17 — зона
орошения; 18 — коллектор с
форсунками для распыления жидкого азота;
19 — зона выравнивания
температуры; 20 — поддон для сбора
жидкого азота; 21 — шторка; 22 — лента
конвейера.
28

ваемого газа, изменять его скорость и
направление над продуктом (рис. 1, б).
Для получения и подбора необходимых
температур газовоздушной смеси в воздуховод
врезан трубопровод подачи жидкого азота, который,
испаряясь, охлаждает воздушный поток в
интервале —50ч—120° С.
В зоне штамповки установлены три штампа,
формующие пельмени из тестовой трубки с
фаршевой начинкой. Здесь же размещен
центробежный вентилятор с диаметром крыльчатки
200 мм.
После первых испытаний было установлено,
что лопатки крыльчатки типа «беличье колесо»
в течение 30—40 мин работы установки зарастают
снегом, что резко снижает производительность
вентилятора. Поэтому была изготовлена новая
крыльчатка с радиально расположенными
шестью лопатками, обеспечивающими самосброс
снега. Вал крыльчатки вентилятора был удлинен
и выведен наружу камеры. На его конце
установлены сменные шкивы, которые вращаются
посредством клинового ремня от электродвигателя,
размещенного снаружи изотермической камеры.
Частота вращения этого вала 1350, 1740 и
2700 об/мин. К вентилятору подсоединен
всасывающий воздуховод, отбирающий пары
холодного азота, образующиеся в зоне орошения
при контакте жидкого азота с продуктом, и
нагнетательный, подающий их в зону
предварительного охлаждения.
Зона орошения закрывается двумя крышками
со смотровыми люками. На крышках
установлено по три коллектора с десятью форсунками
на каждом и общим штуцером для подачи
жидкого азота с температурой —196° С из танка.
Форсунка снабжена регулировочным винтом для
равномерной подачи и распыления
холодильного агента при невысоком избыточном
давлении @,3—1 кгс/см2).
Для сбора жидкого азота, который не
успевает испариться при контакте с продуктом, под
лентой конвейера установлен поддон из
нержавеющей стали емкостью 20 л.
При непрерывной работе установки более 1 ч
поддон переполняется. В" связи с этим была
предусмотрена система рециркуляции (рис. 2).
Жидкий азот отбирается из поддона и подается
в форсунки насосом, который включается
автоматически при повышении уровня до 2/3
высоты поддона. Уровень контролируется
датчиком емкостного типа с фторопластовым
кожухом, подключенным к электронному
сигнализатору уровня ЭСУ-1. Одновременно
перекрывается соленоидный вентиль, установленный на
трубопроводе подачи жидкого азота из танка
к форсункам. Через перепускной вентиль на-
Рис. 2. Схема автоматики и подачи жидкого азота:
1 — танк ТРЖК-2У для хранения жидкого азота; 2 — бай-
пасная линия на трубопроводе подачи азота к установке;
Зу 4 — соленоидные вентили; 5 — байпасная линия на
трубопроводе подачи азота насосом; 6 — коллектор с
форсунками для орошения продукта; 7 — вентиль для
регулирования подачи азота из танка в поддон; 8 — поддон
для сбора избытков холодильного агента; 9 — вентиль
для регулирования подачи азота в нагнетательный
воздуховод вентилятора; 10 — вентилятор; 11 —
нагнетательный воздуховод; 12 — датчик уровня азота в поддоне;
13 — электронный сигнализатор уровня ЭСУ-1; 14 —
электродвигатель привода насоса; 15 — насос для
рециркуляции жидкого азота; 16 — перепускной вентиль для
регулирования давления, создаваемого насосом.
coca избыток жидкого азота снова может
подаваться в поддон.
Зона выравнивания температур специально
не охлаждается, но из-за близкого
расположения коллектора и регулируемых шторок в ней
можно получать температуры —20-= 60° С.
Работа установки. Фарш и тесто загружаются
в бункеры, в нижней части которых
расположены шнеки. Тесто с помощью шнеков подается
в коллектор, имеющий регулировочные винты,
а фарш — к эксцентрико-лопастному насосу
и далее — в формующее устройство,
представляющее собой фильеру с кольцевым отверстием.
По внутренней трубке фильеры подается фарш,
а по кольцевому зазору — тесто. На ленту
конвейера поступают одновременно три тестовые
трубки, начиненные фаршем. Чтобы тестовая
трубка не прилипала к штампам, над конвейером
установлено приспособление для посыпания ее
мукой.
Двигаясь по конвейеру, тестовые трубки с
фаршем охлаждаются газовоздушной смесью из
щелевых насадок воздуховода, затем поступают
под три штампа, установленные в один ряд.
Каждая трубка образует два ряда пельменей.
Далее они замораживаются путем распыления
жидкого азота.
В первоначальных опытах по штамповке
пельменей без посыпания мукой дополнительный
воздуховод охлаждал штампы холодными
парами жидкого азота до —80ч—100° С, что
приводило к примораживанию тестовой трубки к
29

барабанам в момент штамповки. В дальнейших
экспериментах штампы специально не
охлаждались, а принимали температуру зоны
штамповки после вывода установки на заданный режим.
Поэтому пришлось сохранить посыпание мукой
тестовой трубки.
Испытание установки. Прежде чем начать
процесс изготовления пельменей необходимо
вывести изотермическую камеру на заданный
температурный режим.
Неоднократными экспериментами было
установлено, что понижать температуру тестовой
трубки перед штамповкой ниже 5—8° С не
следует, так как уменьшается эластичность теста,
приводящая к растрескиванию оболочки, и
нарушается товарный вид готового продукта.
В связи с этим были проведены опыты по
определению температуры и скорости газовоздушной
смеси, необходимых для охлаждения тестовой
оболочки от 15—18 до 5—8° С за время
пребывания ее в зоне предварительного охлаждения.
При подаче жидкого азота в нагнетательный
воздуховод температура газовоздушной смеси
может изменяться в пределах —50ч 120° С.
Выдвижная шиберная заслонка,
установленная на нагнетательном воздуховоде, регулирует
скорость потока, а поворотная заслонка на
конце воздуховода — скорость и количество
газовоздушной смеси, поступающей к щелевым
насадкам. Изменяя положение обеих заслонок и
частоту вращения вала вентилятора, можно
получать скорость потока над продуктом 2—10 м/с.
Скорость потока измерялась ручными
чашечными анемометрами, установленными от щелевых
насадок на расстоянии, равном расстоянию от
воздуховода до тестовой трубки.
Затем изучалось температурное поле
продукта, проходящего через все зоны установки.
С этой целью было изготовлено специальное
приспособление для измерения температур
одновременно в трех точках продукта во время
движения его на ленте конвейера (рис. 3).
Приспособление представляет собой скобу,
неподвижная и подвижная части которой имеют
Рис. 3. Приспособление для измерения температурного
поля продукта:
1 подвижная часть скобы; 2 — барашек, фиксирующий
положение подвижной части скобы; 3 — неподвижная
часть скобы; 4 — подпружиненная планка для
закрепления термопар; 5 — пельмень; 6 — термопара; 7 —
ограничитель подпружиненной скобы.
отогнутые края. Скоба устанавливается на
ленте конвейера и фиксируется барашком 2. В ее
прорези вставляется подпружиненная П-образ-
ная планка 4, на которой закреплены три хро-
мель-копелевые термопары 6 длиной 12 м.
Отштампованный пельмень или тестовую
трубку острым ножом разрезали пополам. Затем
обе половинки помещали у П-образной скобы
с термопарами. Термопары устанавливали так,
чтобы две из них находились на границе теста
и фарша в верхней и нижней частях пельменя,
а средняя — в его геометрическом центре.
Затем обе половинки сжимали между собой и
включали конвейер. Показания всех трех термопар
фиксировались самопишущим ленточным
потенциометром марки BTGEN (ГДР),
работающим в диапазоне +50——200° С.
Следующим этапом работы было измерение
и подбор отрицательных температурных полей
по всей длине камеры в целях получения
конечной температуры в продукте. Эта температура
составила —20-^—30° С.
В результате экспериментов удалось добиться,
чтобы температура тестовой трубки по мере
продвижения на конвейере со скоростью 3 м/мин
в зоне предварительного охлаждения снизилась
от 15—18 до 5—8° С при обдуве газовоздушным
потоком со скоростью 6—8 м/с и с температурой
— 100° С.
После штамповки пельмени поступали в зону
орошения, где они находились 50 с. В результате
непосредственного контакта продукта с жидким
азотом температура его поверхности резко
понижается, в то время как в центре еще
сохраняется плюсовая температура (рис. 4, а).
Затем продукт поступал в зону выравнивания,
где происходило перераспределение
температуры по всей его массе. Во время пребывания в
этой зоне (около 1 мин) равномерной
температуры в пельмене достичь не удалось. Поэтому
конвейер останавливали и пельмени
выдерживали в течение 5—7 мин при температуре
окружающего воздуха —20° С до достижения
минимального перепада между температурами
центра и поверхности. Температура пельменей
устанавливалась —10-:—12° С, затем продолжала
медленно понижаться за счет более холодной
окружающей среды.
На основании полученных данных установка
была вторично модернизирована. Значительно
увеличили зону орошения, что позволило
обрабатывать продукт жидким азотом в течение
1,5 мин. Предусмотрено подключение
коллектора по секциям, чем обеспечивалась различная
продолжительность обработки продукта при
неизменной скорости ленты конвейера.
30

10
itj-m)
I(t3*-100'C) \E\ M(tr180°C)
""""
\/
J
2
tf '(tf-20
c)
20 W
30 100 120 M 160 180 200 220 %c
a
ил
w
10
0
-10
-го
-30
-w
-50
-60
ife-flrcj-
l[trW°C)\ Mlti-18
г^Ш
Y
re) \
^, Is
, \i
1' N
[\j
i'2
zr (it
-5D°C)
kO SO 120 ISO 200 2k0
070 %Otc
Рис. 4. Зависимость ^изменений температуры в продукте от времени замораживания с выравниванием ее по всей
массе объекта:
а — при —20° С; б — при —50° С; 1 — на границе теста и фарша в верхней части пельменя; 2 — то же, со стороны
ленты; 3 — в геометрическом центре пельменя; I—зона предварительного охлаждения; II—зона штамповки;
III—зона орошения; IV—-зона выравнивания температур.
Техническая характеристика установки
Производительность, кг/ч • 400
Габаритные размеры, мм
длина 12 000
ширина (наибольшая) . 1 200
высота • 1 450
Число штампующих барабанов, шт 3
Частота вращения, об/мин . До 180
шнека подачи теста
шнека подачи фарша . До 50
Передаточное отношение вариатора ..... 2,5
Электродвигатель
пельменного автомата типа А02-46-6
мощность, кВт 4,5
частота вращения, об/мин . 950
привода вентилятора
мощность, кВт . . 1,0
частота вращения, об/мин ....... 1 400
привода насоса
мощность, кВт 1,0
частота вращения, об/мин 1 400
Скорость движения ленты конвейера, м/мин 3,0
Скорость газовоздушной смеси при выходе
из щелевых насадок нагнетательного
воздуховода, м/с . 2—10
Производительность насоса для перекачки
жидкого азота, кг/ч 1 000
Продолжительность пребывания продукта в
зонах, с
предварительного охлаждения 60
штамповки 10
орошения До 90
выравнивания 30
На модернизированной установке были
проверены и отработаны различные температурные
режимы холодильной обработки пельменей.
На рис. 4, б представлен график
замораживания пельменей до конечной температуры
—50° С. Время орошения составляло 90 с, а
выравнивания —до 200 с.
Для выравнивания температуры в продукте
конвейер останавливали, так как длина зоны
выравнивания 1,5 м недостаточна. При скорости
конвейера 3 м/мин длина этой зоны должна быть
увеличена до 10—12 м.
Следует отметить одну особенность. При
продолжительности орошения продукта менее 1 мин
наиболее сильно охлаждалась (до —35° С)
верхняя часть пельменя, на которую непосредственно
попадал жидкий азот (см. рис. 4, а). В то же
время температура в его геометрическом центре
и со стороны ленты была около 0° С. Затем по
мере выравнивания температуры все кривые
стремились сойтись в одной точке, нигде не
пересекаясь.
Совсем иная картина наблюдается при
орошении продукта более 1 мин. Азот, не успевший
испариться на поверхности пельменей, стекал
на ленту конвейера и сильно ее охлаждал.
Поэтому понижение температуры продукта со стороны
ленты оказалось более интенсивным вследствие
ее высокой теплопроводности (см. рис. 4, б).
Быстрое продвижение границы промерзания
со стороны ленты к геометрическому центру
объекта оказывает решающее влияние на
температуру продукта, устанавливающуюся при
выравнивании. Это необходимо учитывать при
расчете продолжительности замораживания
продукта.
На рис. 5 представлен график температурного
поля модернизированной установки после
вывода ее на режим.
Продолжительность орошения пельменей
азотом и температура внутри продукта после
процесса выравнивания при —50-=—70° С (рис. 6)
описываются линейным уравнением, которое
может быть использовано при расчетах
скороморозильных аппаратов
т - 13,64—1,63 tu,
31

о
-80
-120
-160 \
-200'
1
1 * !
Ж
! ! ; ' ;
i i \ ¦¦ ! !
!
1 ! 1 ; I i
|| 1 ! ! 1
! i : . 1 -—
/Л ! ! i i Л
s^
~j \
!
1 I I
1 i I
к
1 1
1
\1
/
\
ш
'
1 2
3 10
Рис. 5. Температурное поле установки после вывода
на режим (обозначения зон см. на рис. 4).
20 W SO 80
Рис. 6. Зависимость конечной температуры пельменей tu
от продолжительности орошения жидким азотом т при
температуре в зоне выравнивания —50° С.
где т — продолжительность орошения, с;
tn — конечная температура продукта после
выравнивания, ° С.
Формула справедлива при замораживании
пельменей до температур —10-;—70° С.
*
Проведенными экспериментами установлено,
что пельмени примерзают к штампам,
работающим в условиях низких температур, если
предварительно тестовая трубка не посыпается мукой.
Выравнивание температур по всей массе
продукта длится 3—5 мин. Если этот процесс про-
тодить сразу после орошения на ленте конвейера,
во длина всей установки должна возрасти на
Рис. 7. Рекомендуемая схема установки для
замораживания пельменей с помощью криогенных жидкостей:
/ — изотермическая камера; 2 — вентилятор для отсоса
паров азота, образующихся при орошении продукта;
3 — коллектор с форсунками; 4 — конвейер для
штамповки и замораживания пельменей; 5 — штампующий
барабан; 6 — вентилятор для подсушки тестовой трубки;
7 — пельменный автомат типа СУБ-3 или СУБ-6; 5 —
сетчатый конвейер для выравнивания температуры в
продукте; 9 — конвейер отбора готового продукта; 10 —
зона выравнивания температуры; И — поддон для сбора
жидкого азота; 12 — подпружиненный нож для съема
пельменей с конвейера.
10—12 м. Поэтому целесообразнее ленту
конвейера после зоны орошения вводить в
морозильную камеру, охлаждаемую обычным
конвективным способом до —20ч—30° С, и проводить
в ней галтовку пельменей при одновременном
выравнивании температуры в них. Если же
возникает необходимость иметь продукт с
равномерной температурой сразу после выхода из
установки, а площади производственных помещений
не позволяют разместить ее при общей длине
(вместе с зоной выравнивания) 24 м, то
целесообразно под основной лентой конвейера
установить сетчатый транспортер (рис. 7).
Замороженные пельмени отделяются от стальной ленты и
падают на сетку, где и будет проходить
перераспределение температуры в продукте.
Требуемую температуру можно получить здесь за счет
подачи холодных паров азота из зоны орошения.
При проектировании установок подобного
типа следует учесть, что при выводе камеры на
режим лента конвейера сокращается по длине,
что может привести к ее обрыву. Поэтому
конструкция натяжной станции должна иметь
пружины, компенсирующие сокращение ленты при
ее охлаждении.

634.13.004.4
Хранение груш в регулируемой газовой среде
М. Н. ЖУРАВЛЕВА, В. И. КАКБАЕВА
Московский кооперативный институт
Потребность населения городов и
промышленных центров в свежих плодах удовлетворяется
пока не полностью. Поэтому исследования,
направленные на продление сроков хранения и
снижение потерь плодов, имеют большое
народнохозяйственное значение.
Груши обладают высокими пищевыми и
вкусовыми достоинствами, но нестойки при хранении,
в связи с чем основная часть урожая груш
потребляется населением осенью. Поэтому поиски
новых методов, обеспечивающих наилучшее
сохранение качества продукции при минимальных
потерях, являются весьма актуальными.
Качество и лежкоспособность груш при
хранении зависят от температуры, относительной
влажности воздуха и газового состава среды.
Груши рекомендуется хранить при температуре
—1ч-0°С и относительной влажности воздуха
85—90%.
Известно, что по сравнению с хранением в
обычной атмосфере хранение груш в газовой
среде с пониженным содержанием кислорода и
повышенным углекислого газа позволяет
удлинить сроки хранения и замедлить процессы
созревания. При этом уменьшаются потери от
усушки и от микробиологических повреждений
и физиологических расстройств.
Международная организация по
стандартизации (ИСО) рекомендует [1] три основные
группы газовых смесей для хранения груш (табл. 1).
Таблица 1
Группы газовых смесей
I группа
II »
III »
Состав газовой среды, %
о2
2
10—13
5
со2
5
7—10
7—10
N2
93
80
85—88
Выбор оптимальной по составу газовой среды
зависит от помологического сорта, условий
выращивания и других факторов.
В статье представлены результаты
исследования лежкоспособности пяти сортов груш
урожая 1969 и 1970 гг., выращенных в предгорной
зоне Кабардино-Балкарской АССР, при
хранении их в регулируемой газовой среде.
Для хранения! груш в* различной по составу
газовой среде использованы полиэтиленовые
контейнеры марки АС-500 французской фирмы
«Рон Пуленк», представляющие собой как бы
небольшую герметичную камеру с газообменной
вставкой (окном) из силиконово-каучуковой
пленки. Высота контейнера 3 м, площадь
прямоугольного дна 1,3х 1,3 м, ширина в плоском
(сложенном) состоянии 2,6 м. Модификация
атмосферы внутри контейнера создается в
результате дыхания плодов и селективной
проницаемости силиконовой вставки. В зависимости от
площади силиконовой вставки в контейнере может
быть создана различная газовая среда. В
опытных контейнерах площадь вставки была 0,35 м2
(I вариант) [2, 3], 0,64 м2 (II вариант) и 0,93 м2
(III вариант). Эти размеры мембраны
рассчитаны французскими исследователями
соответственно на следующие газовые среды: I. 3%02, 5%
С02 и 92% N2; П. 5% 02, 3% С02 и 92% N2;
III. 8% 02, 3% С02 и 89% N2.
В 1969 г. на опытное хранение было заложено
13,5 т груш трех зимних сортов — Кюре, Сен-
Жермен и Бере Арданпон. В 1970 г. хранили
17,5 т груш четырех зимних сортов — Кюре,
Сен-Жермен, Бере Арданпон, Деканка зимняя
и одного осеннего сорта — Сеянец Киффера.
Плоды закладывали на опытное хранение в
стадии съемной зрелости в октябре в камеру
холодильника Кабардино-Балкарской опытной
станции садоводства и потребсоюза.
Груши, упакованные в ящики емкостью 16—
19 кг, охлаждали до температуры хранения и
затем укладывали в полиэтиленовые
контейнеры, которые сверху плотно завязывали. В
каждый контейнер закладывали по 45 ящиков —
в среднем около 820 кг (нетто).
В каждом варианте опыта было заложено 2—
3 контейнера груш. Контрольные образцы груш
хранили в штабелях в той же камере, что и
контейнеры. Температура в камере поддерживалась
в пределах 1—3° С, относительная влажность
воздуха была 85—90%.
До и после хранения груши подвергались
контрольному взвешиванию, а также
товароведному и биохимическому анализам.
Во время хранения в контейнерах определяли
содержание 02 и С02. Газовый состав среды в
первый месяц контролировали каждые 3—5 дней,
в последующем — 2—3 раза в месяц.
Результаты контроля среды представлены в табл. 2.
33

Таблица 2
Сорт
Кюре . .
Сен-Жермен
Бере Арданпон .
Деканка зимняя
Сеянец Киффера
-а
н
сз
Я
их
CQ
то
н
2
о
Состав газовой среды
контейнерах , %
1969 г.
I
II
III
I
II
III
I
II
I
(I
4,5
7,6
16,7
5,1
7,2
16,1
5,1
со2
4,
2,
1;
4
2
1,
4,1
1970 г.
4,8
8,9
5,6
8,4
5,7
9,2
6,8
6,8
8,8
со,
3,8
2,0
3,5
2,3
3,2
2,0
2,8
3,7
2,4
^10
|//
%10
I ч
i '/
\ '
Л
. i
j
/
\\
I
?~
~~\s~
"~~~
~J
*~—
^
^—
—
|
~г~ г
^^
1 1
=zvtert=^
Г
i
i
l_l
i i
SS2^^
\ I
^ 10 20 JO W 50 60 70 80 30 100 110 120 130 П0130
Время хранения, дна
Изменение состава газовой среды в контейнерах при
хранении груш сорта Кюре:
1969—1970 гг.; 1970—1971 гг.; 1 —
02; 2 — С09.
Изменение состава газовой среды в
контейнерах с площадью вставки 0,35 м2 (I вариант) при
хранении груш сорта Кюре показано на
рисунке.
Состав газовой среды в контейнерах был более
стабильным при хранении груш урожая 1969 г.
по сравнению с урожаем 1970 г. и отличался
несколько более низким содержанием кислорода
и повышенным — углекислого газа. Возможно
это объясняется различными погодными
условиями выращивания плодов.
Таблица 3
Показатели
Химический состав груш
Сеянец Киффера, %
со О
о
I*
со О
Влажность
Общая кислотность (по
яблочной кислоте) . . . .
Общее количество Сахаров
в том числе
фруктоза
глюкоза
сахароза
Пектиновые вещества . . .
в том числе
пектин
протопектин
Крахмал
Дубильные и красящие
вещества
Витамин С, мг %
87,42
0,26
7,83
5,09
2,11
0,63
0,95
0,40
0,55
0,32
0,042
7,60
при снятии с
хранения 29/1 1971 г
газовая среда
87,62
0,18
7,79
5,41
2,09 I
0,30 |
0,90 |
0,48 !
0,42 |
0,20
0,036
3,51
87,69
0,18
7,77
5,41
2,07
0,29
0,88
0,50
0,38
0,22
0,03б|
3,29
СО '
К сз ^
Р* (XJQ
Зое;
86,38
0,11
7,39
5,31
1,89
0,19
0,80
0,55
0,25
0,10
0,028
2,70
В табл. 3 на примере осеннего сорта груш
Сеянец Киффера показано изменение
химического состава плодов при хранении в
зависимости от состава газовой среды. Из данных
табл. 3 видно, что биохимические процессы в
грушах, хранившихся в газовой среде, были
менее интенсивными, чем в обычной атмосфере:
плоды сохранили больше витамина С, имели
более высокую кислотность, в них медленнее
шло превращение протопектина в пектин,
крахмала в сахар и меньшее количество сахара
израсходовалось на дыхательный процесс.
После вскрытия контейнеров груши
выдерживали в течение 20 дней в камере холодильника
до приобретения ими потребительской зрелости.
Эти же груши дозревали при 18° С в течение
четырех дней.
Органолептическая оценка опытной партии
показала, • что плоды отличались сочностью,
свежестью и при дегустации они получили более
высокий балл по сравнению с
контрольными.
Изменение качества груш, хранившихся в
полиэтиленовых контейнерах и в обычной
атмосфере, приведено в табл. 4.
Из сопоставления данных о качестве груш,
хранившихся в контейнерах с различной
площадью газообменной вставки — 0,35; 0,64 и
0,93 м2 (I, II, III варианты опытов), видно, что
во II варианте груши сорта Кюре,
Сен-Жермен, Бере Арданпон сохранились лучше, чем
в I варианте. Груши сорта Сеянец Киффера
сохранились лучше в I варианте, чем во II.
Груши сортов Кюре, Сен-Жермен урожая
1969 г., хранившиеся в контейнерах с площадью
вставки 0,93 м2 (III вариант), дали сравнительно
низкий выход стандартных плодов, поэтому
плоды урожая 1970 г. на опытное хранение в
таких контейнерах не закладывали.
34

Таблица 4
Сорт
Кюре
Сен-Жермен
Бере Арданпон
Деканка зимняя
Сеянец Киффера
Время хране- i
ния, дня 1
A52
1152
130
A20
A50
150
130
A20
A52
152
[120
/153
\120
A1G
ПО
(по
Варианты
опыта
I
II
III*
Контроль
I
II
III*
Контроль
I
II
Контроль
I
Контроль
I
II
Контроль
Качество плодов после
хранения, %
**>
а к
83,2
86,3
60,7
60,3
83,6
87,8
61,0
59,4
85,3
86,9
63,9
75,0
60,1
71,5
60,5
48,1
а» сз
3,7
2,5
14,4
11,4
7,3
5,8
19,3
13,5
4,4
1,0
14,1
9,0
13,7
10,0
3,7
4,5
брак
8,4
6,8
16,7
17,2
4,7
4,1
14,3
12,3
5,9
2,9
10,5
5,8
11,6
9,1
5,8
7,2
2
С
X
h
о
4,7
4,4
8,2
11,1
4,4
2,3
5,4
14,8
4,4
9,2
11,5
10,2
14,6
9,4
30,0
40,2
* Данные за 1 969 г.
Номенклатура материалов, пригодных для
устройства противопожарных поясов, весьма
ограничена. Наибольшее распространение
получили пенобетон и газобетон объемной массой
400 кг/м3. В настоящее время эти материалы
выпускаются в недостаточном количестве, к
тому же они малоэффективны.
Использование вместо пенобетонных поясов
керамзитобетонных привело к еще большему
ухудшению состояния наружных ограждений
холодильников, поскольку керамзитобетонные
противопожарные пояса очень громоздки,
занимают большой грузовой объем камер и не
обеспечивают требуемого сопротивления
теплопередаче. От применения их следует отказаться.
Московский комбинат «Центротеплоизоляция»
и завод теплоизоляционных материалов и
конструкций в г. Советске освоили и приступили
к выпуску новых теплоизоляционных асбоверми-
кулитовых изделий.
МРТУ 34-3502—68 предусматривался выпуск
плит и сегментов марок 250, 300 и 350 для
теплоизоляции холодных поверхностей.
Все сорта груш хранили в обычной атмосфере
только до четырех месяцев, так как
доброкачественные плоды за этот период хранения составили
48—64% от первоначального количества плодов.
Следует отметить, что контрольные образцы
груш хранили при температуре на 2—3° С выше
оптимальной (—1-~0°С) и этим объясняется
сравнительно невысокий выход
доброкачественных плодов.
Среднесуточная естественная убыль груш,
хранившихся в газовой среде, была в 3—6 раз
меньше по сравнению с контрольными образцами
плодов и составляла в зависимости от сорта
0,002—0,008%.
ЛИТЕРАТУРА
1. Д ж а ф а р о в А. Ф. Новые методы хранения плодов
и овощей за рубежом. М., «Экономика», 1969.
2. Метлицкий Л. В., И в о н и н с к а я А. П.,
Янюк В. Я-и др. Опыт Франции по хранению
плодов в регулируемой газовой среде. М., Центросоюз.
Центральное бюро технико-экономической
информации, 1969.
3. Колесник А. А., Федоров М. А., Осе-
нова Е. X. Хранение яблок в пленочных
контейнерах с газообменным окном. «Холодильная техника»,
1970, № 7.
66.018.4
Физико-механические свойства изделий
должны соответствовать следующим требованиям:
Марка
250 300 350
Объемная масса в сухом состоянии,
кг/м3, не более 250 300 350
Коэффициент теплопроводности при
температуре 20° С, ккал/(м-ч-° С),
не более 0,075 0,080 0,085
Предел прочности при изгибе, кгс/сма,
не менее 2,0 2,25 2,5
Влажность по массе, %, не более 5 5 5
Содержание органической связки по
массе, %, не менее 10,0 10,0 10,0
Плиты изготовлялись на основе вспученного
вермикулита с добавкой асбеста, перлита, бе-
тонитовой глины и битумной суспензии или
эмульсии. В состав плит должно входить 60%
вермикулита, 20% асбеста и 20% глинобитум-
ной пасты. Такой состав плит подтвержден
Главным управлением пожарной охраны МВД
СССР. При иных процентных соотношениях
следует в каждом конкретном случае получать
разрешение местных органов пожарной охраны.
35
Материалы для противопожарных поясов холодильников
П. И. ПИРОГ
Гипрохолод

Асбовермикулитовые плиты были применены
для устройства противопожарных поясов на
холодильнике в г. Загорске.
Небольшие размеры плит и большие расчетные
коэффициенты теплопроводности не позволяют
улучшить конструктивные решения поясов. К
тому же, как показал опыт, асбовермикулитовые
плиты нельзя применять на крахмальной связке
ни для изготовления противопожарных поясов,
ни для использования их в качестве
теплоизоляции холодильников.
Перлитовые изделия на цементной связке
марок 250, 300 и 350 имеют расчетные
коэффициенты теплопроводности соответственно 0,075,
0,08 и 0,09 ккал/(м-ч-° С). Влажность их
допускается не более 20% для всех марок (МРТУ
21-4—64).
Приведенные показатели не позволяют отнести
и этот материал к эффективному и рекомендовать
его для устройства противопожарных поясов
холодильников.
Наиболее приемлемы изделия из вспученного
перлитового песка, асбеста, обработанного
серной кислотой, и тонкомолотой силикатной
глыбы с добавлением кремнефтористого натрия.
Из этих материалов изготовляются так
называемые перлитогелевые изделия — плиты,
скорлупа и сегменты, в соответствии с ТУ 2—67. Их
физико-механические свойства должны
соответствовать указанным ниже требованиям:
[М а р[к а
200 250
Объемная масса в сухом состоянии, кг/м3 200 250
Коэффициент теплопроводности при
температуре 20° С, не более . . .' 0,051 0,056
Предел прочности при изгибе, кгс/см2, не
менее 2,25 2,50
Влажность, %, не более 5,0 5,0
Для перлитогелевых изделий марки 200
следует принимать расчетный коэффициент
теплопроводности 0,065 ккал/(м-ч-° С). Эти изделия
можно рекомендовать для устройства
противопожарных поясов. Они огнестойки и имеют
небольшую толщину, поскольку коэффициент их
теплопроводности невелик и почти не
отличается от коэффициента теплопроводности
материалов, применяемых для устройства всех
теплоизоляционных конструкций
холодильников.
Указанные материалы следует укладывать с
перевязкой швов по горизонтали, не допуская
пустот.
Перлитогелевые плиты освоил и выпускает
завод теплоизоляционных перлитовых изделий
в г. Дмитрове Московской области. Эти плиты
дешевле асбовермикулитовых. Стоимость 1 м3
асбовермикулитовых плит 70—80 руб., а
перлитогелевых — 46—49 руб. Общая стоимость
перлитогелевои изоляционной конструкции еще
дешевле.
Перлитогелевые материалы для
противопожарных поясов холодильников весьма
эффективны. Их следует широко применять при
строительстве и эксплуатации холодильников.
Типовые нормали разработаны Гипрохолодом
и могут быть высланы по требованию
заинтересованных организаций.
ЛЛЛЛАЛЛЛ>\ЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛ/\^^ \ЛЛЛЛЛЛЛЛЛ/>У\Л/\ЛЛЛЛ/>^^
К СВЕДЕНИЮ АВТОРОВ!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземлярах.
2. Размер статей для основного раздела we 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. В списке литературы приводятся: фамилия и инициалы автора, название книги,
статьи, реферата, диссертации, а также место издания, название издательства, год
издания (или название журнала, год выпуска, номер). Ссылки на литературу
необходимо давать в тексте 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. Подрисуночные подписи печатаются на отдельной
странице.
7. Одновременно со статьей необходимо представлять реферат. В нем кратко
излагается содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее
результаты. Объем реферата не должен превышать 3Д страницы машинописного
текста, отпечатанного через два интервала.
8. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: 125 422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12.
Редакция журнала «Холодильная техника».
36

ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
66.095.3/.4
Исследование процесса конденсации
двухкомпонентной смеси фреонов-12 и 22
Доктор техн. наук В. Ф. ЧАЙКОВСКИЙ, канд. техн. наук
Г. Ф. СМИРНОВ, Р. Л. ДОМАНСКИЙ
Одесский технологический институт пищевой
промышленности им. М. В. Ломоносова
(Из диссертационной работы Р. А. Доманского)
В качестве рабочих веществ компрессионных
холодильных машин предлагается использовать некоторые
смеси фреонов, имеющие преимущества перед одноком-
понентными холодильными агентами [1, 2]. Перспективна
смесь фреонов-12 и 22.
Для использования смесей в качестве холодильных
агентов необходимо правильно рассчитать процесс тепло-
и массообмена при конденсации. Экспериментальных
данных по конденсации смесей очень мало [3—7]. Известные
расчетные методы [8, 9] предложены для конденсации
смесей на вертикальной пластине.
Цель настоящего исследования состояла, во-первых,
в получении экспериментальных данных по конденсации
смеси фреонов-12 и 22 на горизонтальной трубе (диапазон
концентраций 0—100%, тепловых нагрузок 500—
30 000 Вт/м2; температуры насыщения — характерные для
холодильных машин) и, во-вторых, в разработке
расчетной методики определения тепловых потоков и
коэффициентов теплоотдачи при конденсации смесей и сравнении
расчетных данных с экспериментальными.
Предлагаемая методика имеет ряд принципиальных
отличий от приведенной в работе [10], поскольку в
последней решалась задача для капельной конденсации
в присутствии неконденсирующегося газа.
При построении теоретической модели были приняты
следующие допущения: скорость пара пренебрежимо мала;
подвод пара равномерен по периметру трубы и по длине;
теплопереносом от пара к жидкой пленке и влиянием
свободной конвекции можно пренебречь; на границе раздела
фаз насыщенный пар находится в равновесии с жидкостью
и нет перепада температур; эффект термодиффузии
незначителен; для пленки конденсата справедливы все
допущения Нуссельта.
Основные расчетные уравнения записаны с учетом
принятых допущений. Уравнение одномерной
стационарной конвективной диффузии в цилиндрических
координатах при постоянстве физических параметров имеет вид:
dw
Vx
dx
n(d2w l_ dw\
D {dx*+x~"dx Ь
A)
где vx — скорость пара в радиальном направлении, м/с;
w — концентрация фреона-12 в паровой фазе;
х — текущий радиус, м;
D — коэффициент молекулярной диффузии, м2/с.
Диффузионный поток массы в радиальном направлении
— т = pxD j? + pxwvx, B)
глет — удельный поток массы, кг/(м2-с);
рх — плотность пара, кг/м3.
Знак минус перед величиной т определяется
выбором оси х. Из материального баланса
гх '
C)
где q — удельный тепловой поток, Вт/м2;
2 — массовые концентрации высококипящего
компонента конденсата;
х0 — радиус трубы, м;
г — теплота парообразования смеси, Дж/кг.
После подстановки в уравнение A) значения скорости,
определенной из уравнений B) и C), получается
нелинейное дифференциальное уравнение второго порядка
d2w (dwy
dx2 ~~[dx) '
1 dw
w*~ dx
H'+=)-«.
D)
где
A ~ rpxD '
Для решения уравнения D) были определены
граничные условия.
При х=х0. Непрерывность потока массы на границе
раздела фаз
— ~ = VxpxW0
nr, dw<>
<?0 —г) ,. ч , _ dw0
= vxpx(l — w0) + ?>рх-?Г,
E)
F)
где w0 — массовая концентрация высококипящего
компонента (фреона-12) пара у поверхности
конденсации.
При совместном решении уравнений E) и F)
Я B — Щ)
Drpx
(О
При х= Хао. Концентрация пара на внешней границе
постоянна и равна w1. Тепловой поток определяется из
решения уравнения Нуссельта
Я = Аш<!о — **)
3/4
(8)
где
ЛЫи = 0,728
Лр2^ .
Н-2х0
р — плотность конденсата, кг/м3;
К — коэффициент теплопроводности конденсата,
Вт/(м.°С);
g—ускорение свободно падающего тела, м/с2;
\х — вязкость конденсата, Я-с/м2;
tQ — температура на границе раздела фаз, ° С;
tr — температура наружной стенки трубы, ° С.
Совместное решение уравнений D) и (8) и граничных
условий на ЭВМ позволило определить тепловой поток q
и условный коэффициент теплоотдачи а, учитывающий
перенос тепла через1 пленку и массоперенос в паровом
пограничном слое:
где t — температура пара на внешней границе, ° С.
О)
41

На рис. 1, 2 сопоставлены опы тные и расчетные данные.
Наблюдается систематическое отклонение расчетных
кривых от результатов обобщения экспериментов.
Наибольшие относительные отклонения (до 20%) в области малых
тепловых потоков.
Во всех случаях расчетные кривые лежат ниже
опытных, что объясняется влиянием перемешивания в паровом
пограничном слое, которое не учитывается в
теоретической модели. Расчеты на ЭВМ позволили определить не
только средние значения тепловых потоков и
коэффициентов теплоотдачи, но и профили концентраций в
пограничном слое.
ЬЦ7\
ОД
?Ч
U*^*:
г
га .'¦' s
V**' s^
Го-^vv'
К ^х">
к
***5*>
д ~^
./
^
2
^^Л
^
,—'-
/
^^
1 1 1
*?^?2
Ч 5 В 7 8 310
го о;с
Рис. 1. Зависимость коэффициента теплоотдачи а от
%~t—tT для смеси различного состава при различных w±:
J — 0,05; 2 — 0,27; 3 — 0,90; 4 — 0,65; опытные
данные; расчетные данные.
/ 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 О
Рис. 2. Зависимость а от w1 при различных q:
1 — 2-104 Вт/м2; 2— 104; 3 — 5-Ю3; опытные
данные; расчетные данные.
На рис. 3 показаны некоторые типичные профили
концентраций. С увеличением теплового потока уменьшается
толщина пограничного слоя и величина диффузионного
термического сопротивления. При малых тепловых
потоках толщина пограничного слоя увеличивается и
возрастает роль диффузионного термического
сопротивления.
йГ/
0,85\
0,80\
0,7Л
-_/
ш
W
//
///
и
?
¦?
2
т
"Л
//
г5
¦-—,**
Б
0,01
ом
JC,M
Рис. 3. Изменения концентрации w± в паровом
пограничном слое при различных q:
1 — 21 600 Вт/м2; 2—11 800; 3 — 9 400; 4 — 3 700;
5 — 3 100; 6 — 2 100.
Удовлетворительное совпадение опытных и расчетных
данных указывает на то, что предложенная модель
применима для определения условного коэффициента
теплоотдачи при пленочной конденсации фреоновых смесей.
ЛИТЕРАТУРА
1. Чайковский В. Ф. и др. Применение смесей
холодильных агентов в компрессионных холодильных
машинах. Труды конф. по перспективам развития
и внедрения холодильной техники в нар. хоз-во.
М., Госторгиздат, 1963.
2. Чайковский В. Ф., Кузнецов А. П.
Применение новых рабочих веществ для расширения
температурных границ использования современных
холодильных машин. Труды Всесоюз. межвуз. конф. по
проблемам интенсификации холодильного и
технологического пищевого оборудования. Л-, 1967.
3. Бобе Л. С, Семихатов С. Н. Расчет
поверхности тепло-и массообмена при конденсации паров
двухкомпонентной смеси. «Химическое
машиностроение», 1964, № 2.
4. Стефановский В. М. Обобщение опытных
данных по тепло-и массообмену при конденсации паров
водного раствора аммиака. Изв. вузов. Энергетика.
1967, № 7.
5. Двойрис А. Д., БеньяминовичО. А.
Исследование тепло-и массообмена при конденсации
многокомпонентных углеводородных смесей.
Теоретические основы химической технологии, т. 2, 1968, № 5.
6. Козицкий В. И. идр. Теплообмен при
конденсации смесей фреонов-12 и 22. «Холодильная техника»,
1971, № 4.
7. Чайковский В. Ф. идр. Исследование
массообмена при конденсации смесей фреонов-12 и 22 на
горизонтальной трубе- «Холодильная техника», 1971,
№ 6.
8. СпэрроуЭ. М., Маршалл. Двухкомпонент-
ная самотечная пленочная конденсация.
«Теплопередача», т. 91, 1969, № 2.
9. Брдлик П. М. Тепло-и массообмен в бинарном
ламинарном пограничном слое при естественной
конвекции. «Инженерно-физический журнал», т. 16, 1969,
№ 6.
10. И с а ч е н к о В. П., Богородский А. С.
Исследование тепло-и массообмена при капельной
конденсации водяного пара из паровоздушной смеси.
«Теплоэнергетика», 1969, № 2.
42

536.24:621.575
Коэффициент теплоотдачи
в оросительном генераторе
абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машины
В. И. ДОГОЛЯЦКИЙ
Большой Концертный зал «Октябрьский» (г. Ленинград]
Эффективность работы оросительного генератора
холодильной машины в значительной мере определяется
теплопередачей между греющей водой, проходящей по
трубкам аппарата, и пленкой раствора, стекающей по
наружной поверхности трубок.
Исследованию теплоотдачи со стороны стекающей
пленки некипящей жидкости посвящены работы [1—3],
а по кипению воды и водных растворов бромистого лития
в стекающих пленках на горизонтальных трубах —
работы [4, 5]. Опыты проводили на однорядном
вертикальном пучке из пяти горизонтально расположенных
латунных трубок внешним диаметром 30 мм при следующих
пределах изменений: плотности теплового потока 4000—
38 000 Вт/м2, плотности орошения 1000—3000 кг/(м • ч),
давления 3—100 кН/м2, концентрации раствора
бромистого лития 0—60% .
При этом выявлены область неразвитого кипения,
в которой интенсивность теплоотдачи не зависит от
плотности теплового потока qF, и область развитого кипения,
где плотность теплового потока оказывает решающее
значение на величину а. Плотность теплового потока при
переходе из одной области кипения в другую зависит от
плотности орошения, давления и концентрации раствора.
Результаты исследований обобщены в виде критериальных
зависимостей.
Работа оросительного генератора абсорбционной бро-
мистолитиевой холодильной машины отличается величиной
плотности орошения (Гг=100—300 кг/(м ч).
Средний коэффициент теплоотдачи а!^ со стороны
стекающей пленки при выпаривании раствора в
оросительном генераторе абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машины АБХМ-0,35 рассчитывается по
формуле с учетом среднего термического сопротивления трубок
генератора
1
а2ср =
1
— -(—- —
^ор \aicP dBa
+ Яс
dcp
A)
где /гсР — средний коэффициент теплопередачи
генератора, отнесенный к наружной
поверхности, Вт/(м2-К);
*ср:
ОТ
Q"T — тепловая нагрузка генератора,
определяемая по внешнему и внутреннему тепловому
и материальному балансам холодильной
машины, Вт;
9 — среднелогарифмический температурный
напор генератора, К;
FT — теплопередающая поверхность генератора
со стороны стекающей пленки раствора, м2;
aicP — средний коэффициент теплоотдачи со
стороны греющей воды, Вт/{м2-К);
^н, ^вн, dcp — наружный, внутренний и средний диаметр
трубок генератора, м;
Rcr — среднее термическое сопротивление стенки
трубки генератора, м2-К/Вт.
теплообменных аппаратах с перекрестным током
¦ (hi—h) ~~ (thi — У /fn
: Ч> 7Г. __/. у B)
0:
In
hi
¦t.
hi
где i|) — коэффициент, определяемый из графиков [6];
ftiii th2 — температура греющей воды, соответственно
поступающей в генератор и выходящей из него;
h> h — температура раствора, соответственно
выходящего из генератора и поступающего в него.
Средний коэффициент теплоотдачи со стороны греющей
воды вычислялся по известной формуле [6]:
alcP = j^0,023Re0'8Pr0'\
C)
где Яв — коэффициент
Вт/(мК);
_ wBdBH
Re — —Z— — критерии Реинольдса;
теплопроводности воды,
Рг=-
- критерий Прандтля;
wB — средняя скорость воды в трубках
генератора, м/с;
vB — коэффициент кинематической вязкости
воды, м2/с;
ав — коэффициент температуропроводности
воды, м2/с.
При вычислении теплофизических величин за
определяющую температуру принималась средняя температура
греющей воды.
Чтобы определить среднее термическое сопротивление
стенки трубки генератора с учетом загрязнений стенок
и оксидных пленок, были изъяты трубки из III хода
генератора с наибольшей плотностью теплового потока и из
VI хода, где плотность теплового потока наименьшая [7].
Среднее термическое сопротивление стенок этих
трубок можно принять за среднее термическое сопротивление
трубок всего аппарата.
Термическое сопротивление стенки трубки измерялось
на специальном стенде в лаборатории Ленинградского
агрофизического института (рис. 1). В заполненный водой
термостат / (ТС-24) помещалась экспериментальная
трубка 2t которая нагревалась встроенным электрическим
нагревателем. Чтобы получить установившийся режим,
подключался водяной охладитель 3, охлаждавшийся
водопроводной водой с температурой 8° С. Вода в термостате
циркулировала с помощью мешалки 4 с двигателем 5.
Температура воды в термостате измерялась двумя
лабораторными термометрами ТЛ-76 с ценой деления 0,5° С.
В канализацию
Uulodonpo-
дода
Рис. 1. Стенд (а) и экспериментальная трубка (б) для
определения термического сопротивления трубки
генератора.
43

Плотность теплового потока qpy проходящего через
стенку трубки, определялась по мощности нагревателя
экспериментальной трубки, регулируемой лабораторным
автотрансформатором типа РНО-250-10 и измерялась
ваттметром типа D-539 класса 0,5. Разность между
температурами внутренней и наружной поверхностей трубок
А/ при постоянных температурах воды в термостате и
стенки трубки устанавливалась двумя дифференциальными
манганин-константановыми термопарами.
Термо-э. д. с термопар измерялась
автокомпенсационным микровольтнаноамперметром типа Р-325 класса 1,0
с точностью до 1 fxB.
Термопары отградуированы в интервале температур
0—100° С.
Трубки были закрыты фторопластовыми пробками,
чтобы предотвратить распространение тепла через торцы.
Термическое сопротивление стенки трубки вычислялось
по формуле
Тепловой поток относился к средней поверхности
трубки FcP
Fcp= ndcp/,
где / — длина экспериментальной трубки, м.
В результате измерений и вычислений было получено
среднее термическое сопротивление стенки трубки
генератора— 0,00011 м2- К/Вт, вводимое в формулу A),
Эффективность теплообмена в оросительном
генераторе бромистолитиевой холодильной машины АБХМ-0,35
изучалась при следующих режимах работы генератора
[7]: плотности теплового потока qp 3500—6100 Вт/м2,
плотности орошения 1 пог. м верхнего ряда трубок Гг
100—340кг/(м-ч), давлении в аппарате 4—б кН/м2,
концентрации раствора 50—55% . Пределы изменения
средних величин соответствуют условиям работы
оросительного генератора бромистолитиевой холодильной машины
при использовании в качестве теплоносителя горячей
воды с температурой 60—75° С. Для обобщения
экспериментальных данных необходимо выяснить интенсифицирующее
влияние на теплообмен процесса парообразования и
вынужденного движения пленки жидкости.
Турбулизация пристенного пограничного слоя кипящей
жидкости, вызванная парообразованием, является
главным фактором в интенсификации теплообмена.
Коэффициент теплоотдачи зависит от количества образовавшихся
пузырьков пара, что определяется плотностью теплового
потока [4—6, 8, 9].
При тепловых потоках, обеспечивающих только
испарение жидкости с поверхности пленки, коэффициент
теплоотдачи зависит преимущественно от гидродинамики
стекающей пленки.
Испытания оросительного генератора холодильной
машины АБХМ-0,35 показали, что средний коэффициент
теплоотдачи почти не зависит от плотности теплового
потока. Это совпадает с результатами исследований,
изложенными в работах [4, 5].
Предполагалось, что теплообмен малых тепловых
потоков при кипении в стекающей пленке не отличается ст
теплообмена в условиях стекания пленки без изменения
агрегатного состояния; для проверки этого проводились
испытания, в которых раствор в генераторе нагревался
без кипения.
При установившемся режиме работы холодильной
машины проводили 6—8 замеров параметров с
интервалом 15 мин. Затем, не изменяя циркуляции раствора,
в блоки генератор — конденсатор и абсорбер —
испаритель подавался воздух (до абсолютного давления 150—
200 мм рт. ст.). При этом выпаривание раствора в
генераторе и абсорбция водяных паров раствором бромистого
лития в абсорбере прекращались. Генератор и абсорбер
превращались в оросительные теплообменные аппараты,
где раствор нагревался и охлаждался.
Для увеличения тепловой нагрузки в аппаратах
растворный теплообменник выключался. Холодный раствор,
выходящий из абсорбера, направлялся по обводной
линии, минуя теплообменник, непосредственно в
генератор. Плотность орошения трубчатки генератора
регулировалась введением рециркуляции раствора,
выходящего из генератора.
Машина работала в течение 1,5—2 ч, что необходимо
для выравнивания концентрации раствора, достижения
установившегося режима и снятия замеров.
Результаты испытаний показали (рис, 2), что средний
коэффициент теплоотдачи при теплообмене без изменения
агрегатного состояния (линия /) ниже, чем при
теплообмене в процессе кипения в стекающей пленке (линия 5).
Следовательно, указанное выше предположение не
подтвердилось.
50 100 150 200 ?50
Гг,не/(мч)
Рис. 2. Зависимость среднего коэффициента
теплоотдачи со стороны раствора бромистого лития от
плотности орошения трубок генератора машины АБХМ-0,35;
теплообмен без изменения агрегатного состояния: 1
—опытные значения; 2 — рассчитанные по формуле в работе [1 ];
3 — по [3]; 4 — по [2];
теплообмен при кипении в стекающей пленке: 5 —
опытные значения; 6 — рассчитанные по формуле в работе [5].
С. С. Кутателадзе [6] предложило ценивать влияние
вынужденного движения на парообразование
соотношением коэффициентов, соответствующих конвективному
теплообмену без кипения а0 и теплообмену при развитом
кипении а00 в виде зависимости
г-'(?). E)
где а2 — коэффициент теплоотдачи при кипении
жидкости в условиях вынужденного движения,
Bt/(m2-K).
На рис. 2 представлены также значения коэффициентов
теплоотдачи для случая конвективного теплообмена без
изменения агрегатного состояния при пленочном
стекавши жидкости по внешней поверхности горизонтальных
труб, вычисленные по формулам, предложенным в
работах [1—3]. Сопоставление результатов показывает
значительное расхождение величин коэффициентов
теплоотдачи. Вследствие этого было невозможно обработать
опытные данные в виде зависимости, предложенной
С. С. Кутателадзе.
Анализ процессов теплообмена при кипении жидкости
в стекающей пленке на пучках горизонтальных трубок
приводит к следующему критериальному уравнению:
Nu* = [AReb, A + K)m]2 + (BRe* J, F)
где Nu = —т — критерии Нуссельта;
лж
а2Ш — коэффициент теплоотдачи со стороны
стекающей пленки жидкости,
Вт/(м2.К);
44

Кж — коэффициент теплопроводности
жидкости, Вт/(м-К);
Гж-10-3
Ивпл^ | qqq —критерий Рейнольдса для
пленочного течения жидкости;
Гж — объемная плотность орошения
жидкостью погонного метра трубки
аппарата, м2/(м-ч);
Vjk — коэффициент кинематической
вязкости жидкости, м2/с;
К =
<7рУрп
• критерии устоичиво-
^ж?пТ/ашGж-7п)-3600
сти двухфазного
граничного слоя;
Яж — удельная теплота кипения жидкости,
Дж/кг;
Рп — средняя плотность пара, кг/м3;
уж, 7п — удельный вес жидкости и пара, Н/м3;
аж — коэффициент поверхностного
натяжения жидкости, Н/м;
wcr)dn
Ren = — критерии Рейнольдса для пара;
шсР — средняя скорость пара, м/с;
vn — коэффициент кинематической
вязкости пара, м2/с.
Опытные данные могут быть описаны эмпирической
формулой
Nu=/[3,8Re^7(l + K)°-7]2 + (l.5Re»-5J- G)
Экспериментальные значения коэффициентов
теплоотдачи при кипении водного раствора бромистого лития
в стекающей пленке и значения, рассчитанные по
формуле G), сопоставлены в таблице. Отклонение расчетных
значений коэффициентов теплоотдачи от
экспериментальных не превышает ±15%.
s
it.
о.
3860
4480
4700
4890
5580
3450
6090
5020
4480
3700
4280
4020
4450
4150
5440
3990
4480
4520
4150
4400
"?
^
"и*
и
к,
103
250
253
217
305
340
310
225
209
181
168
144
120
115
115
113
ПО
118
115
102
**епп
28
64
63
55
71
89
80
63
53
49
45
37
35
32
32
32
31
30
30
28
Ren
173
186
194
209
234
144
258
218
185
166
170
169
194
180
239
170
195
188
176
190
Nu
43,9
73,3
72,3
66,4
78,8
89,8
85,3
72,7
64,6
61,4
58,2
51,7
50,5
47,5
48,9
47,2
47,2
46,0
45,7
44,3
Я
JS
н
0Q
&S
ис* с
8 о
835
1495
1260
1282
1600
1800
1545
1270
1175
1110
1150
1075
960
857
880
865
890
772
822
830
2
&5
^«8
в а
830
1380
1350
1250
1465
1700
1610
1385
1215
1160
1105
975
970
900
930
900
900
865
865
845
О 1
о
2ср)
пытн.
в о
1
Си
° и-'
Й аз
-Си
° 5
—0,6
—7,7
+7,1
—2,5
—8,5
—5,6
+4,2
+9,0
+3,4
+4,5
—4,3
-9,3
+ 1,0
+5,0
+5,7
+4,0
+ 1,2
+ 12,0
+5,0
+ 1
,8
\ш
300 350 ЧОО 450
Г#, П2/1МЧ)
Рис. 3. Зависимость среднего коэффициента теплоотдачи
со стороны кипящей воды от плотности орошения трубок
испарителя машины АБХМ-2,5:
О—опытные значения; / — расчет по формуле G),
9^=3000 Вт/м2; 2 — то же, </F=6000 Вт/м2.
На рис. 3 представлены значения средних
коэффициентов теплоотдачи при кипении воды в стекающей пленке,
полученные по опытным данным испытаний оросительного
испарителя холодильной машины АБХМ-2,5 [10]. Здесь
же показаны значения коэффициентов теплоотдачи,
рассчитанные по формуле G). Совпадение результатов
удовлетворительное.
Таким образом, для расчета среднего коэффициента
теплоотдачи со стороны кипящей жидкости оросительных
аппаратов абсорбционных бромистолитиевых машин
можно применять полученную зависимость G) при плотности
тепловых потоков не более 6000 Вт/м2 и плотности
орошения 0,1—0,4м3/(м«ч).
ЛИТЕРАТУРА
1. Семилет 3. В. Оросительные теплообменники
химических производств. М., Машгиз, 1961.
2. О в е н к о Ф. А., Балицкий С. А.
Исследование теплоотдачи в горизонтальном оросительном
теплообменнике со стороны орошения. «Химическое и
нефтяное машиностроение», 1966, № 9.
3. Щ е р б и н В. А., Аверьянов И. Г.
Исследование теплоотдачи к воде и водному раствору
бромистого лития от орошаемой горизонтальной трубы.
«Холодильная техника», 1966, № 7.
4. Тобилевич Н. Ю., Балицкий С. А.,
Г р и ц а к В. Т. Исследование теплоотдачи при
кипении водного раствора бромистого лития в
горизонтальных оросительных регенераторах. В сб. «Теплоотдача
при изменении агрегатного состояния вещества». Киев,
1966.
5. Грицак В. Т. Исследование теплоотдачи при
кипении жидкостей в стекающей пленке на внешней
поверхности горизонтальных труб* Автореферат
диссертации на соискание ученой степени канд. техн. наук.
Киев, 1966.
6. Кутателадзе С. С. Основы теории теплообмена.
«Наука», Сибирское отделение АН СССР, 1970.
7. Розенфельд Л. М., Доголяцкий В. И.
Влияние характера процесса в генераторе на
эффективность абсорбционной бромистолитиевой машины
с низкотемпературным источником обогрева.
«Холодильная техника», 1971, № 3.
8. Тананайко Ю. М. Исследование влияния
плотности орошения на теплоотдачу при кипении в
стекающей пленке. В сб. «Химическое машиностроение»,
Киев, 1965, № 1.
9. Данилова Г. Н., Д о с о в В. Г. Исследование
теплоотдачи при испарении и кипении фреона-12 в
стекающей пленке. «Холодильная техника», 1970, № 8.
10. Отчет о результатах испытаний абсорбционной
бромистолитиевой холодильной и теплонасосной машины
АБХМ-2,5. Новосибирск — Москва, 1966.
45

ОБМЕН ОПЫТОМ
621.565.92:658.6/.9
Полуавтоматическая стойка
для контроля работы холодильного оборудования
на испытательном конвейере
На заводах торгового машиностроения,
серийно выпускающих торговое холодильное
оборудование различного типа и назначения, не
применяются системы автоматического
непрерывного контроля за качеством продукции в
период ее обкатки и настройки на
температурный режим на испытательном конвейере.
На Марийском заводе торгового
машиностроения контроль за работой холодильной системы
и настройка изделий на температурный режим
проводятся следующим образом. Изделия,
прошедшие ОТК после сборки, устанавливают на
обкаточный конвейер, где с помощью
термографов измеряют температуру в охлаждаемом
объеме, а мановакуумметров—давление
холодильного агента на линии всасывания. Затем
изделия подключают к силовой электросети, после
чего они работают непрерывно в течение 1,5—
2 ч до выхода на температурный режим. Момент
выхода определяют по показаниям
термографов. Чтобы снять эти показания, приходится
открывать охлаждаемый объем, что приводит
к резкому повышению в нем температуры, в
результате на некоторое время сбивается режим
настройки изделий. После выхода на
температурный режим и начала цикличной работы
холодильной машины проверяют давление
холодильного агента на линии всасывания в момент
остановки агрегата.
Поскольку все перечисленные операции
выполняются рабочими-наладчиками, оценка
параметров является субъективной. Кроме того,
каждое изделие обкатывается на своем
конвейере, что создает значительные трудности в
поддержании стабильной температуры
окружающей среды.
Целесообразно создать станцию контроля и
настройки холодильных систем в изолированном
помещении. Это позволит обеспечить
стабильность температуры окружающей среды, отделить
обкатку изделий от сборки и повысить общую
культуру производства на этом участке. Для
создания такой станции необходимо разработать
контрольную стойку.
На кафедре радиотехники Марийского
политехнического института им. М. Горького в
содружестве с Марийским заводом торгового
машиностроения сконструирован и изготовлен
опытный образец полуавтоматической
контрольной стойки для испытания торгового
холодильного оборудования и домашних холодильников.
Стойка — это ряд приборов, объединенных
в один агрегат, позволяющий автоматически
управлять обкаткой холодильного оборудования
и одновременно вести контроль и запись режима
их работы (рис. 1).
Рис. 1.
Полуавтоматическая контрольная
стойка.
Агрегат сконструирован таким образом, чтобы
затраты времени на обслуживание и ремонт
были минимальными. Для этого отдельные
приборы сгруппированы в три блока, которые
можно свободно извлекать из гнезд за ручки,
расположенные на передней панели, без остановки
конвейера. Штепсельные разъемы на задней
стенке корпуса обеспечивают надежную
коммутацию блоков между собой. В основании стойки
на пружинных растяжках находятся датчик
давления и гнезда для подключения изделия.
46

Установленные на каждом рабочем месте
конвейера стойки фиксируют на одну диаграммную
ленту следующие параметры в контрольных
точках холодильной системы: температуру в
пределах —25— +25° С (±1,0%), давление в
пределах 0—5 кг/см2 или 0—25 кг/см2 (±1,0%)
и цикличность в пределах 0—1,0 @—100%).
Стойка снабжена устройством, управляющим
работой приборов по программе, определяемой
режимом обкатки испытываемого оборудования,
с точностью ±5 мин. При необходимости на ней
может быть установлен счетчик электроэнергии,
потребляемой изделием в период обкатки.
Блок-схема стойки показана на рис. 2.
йт -Н
10
т
12
?
а *-
l~L
Ч //
-< 6
-<0
Рис. 2. Блок-схема стойки.
Напряжение силовой сети (фазы Л, В, С)
подается на выключатель 1 типа АП50-ЗМТ и
через блок опорного напряжения 2—на
контакты гнезд Гг и Г2, служащих для подключения
холодильного оборудования соответственно с
одно- или трехфазными электродвигателями.
Контакты Д двойные. При подключении
нагрузки они замыкаются, подавая напряжение
из фазы А в блок управления 3. При работе
компрессора на выходе блока опорного напряжения
вырабатывается контрольное напряжение,
устанавливаемое по вольтметру. Это напряжение
подается на датчик цикличности 4 и далее —
на выход самопишущего шеститочечного
электронного потенциометра 5 типа ПС-1 для записи
цикличности работы оборудования. В блоке
опорного напряжения контролируется наличие
фаз силовой сети и отбирается напряжение для
питания приборов стойки, которое через блок
управления подается на блок сигнализации 6,
программное устройство 7, блок питания 8 и
датчик давления 9.
Блок 6 сигнализирует о подключении изделия
к стойке, а также о работе или остановке
электродвигателя компрессора. В целях контроля и
регулирования давления в холодильной
системе в период выхода на режим датчик давления
и блок питания включаются одновременно с
подключением изделия к стойке. Блок питания
обеспечивает подсветку нижнего контрольного
манометра М2, по которому регулируется
давление в системе, и подает стабилизированное
напряжение в блок измерительных мостов 10 с
термометрами сопротивления Дт.
Программное устройство 7, выполненное на
базе реле времени ПРВО-2, позволяет
устанавливать любую продолжительность выхода
оборудования на режим (обычно 2 ч), затем подает
напряжение питания на потенциометр и блок
цикличности 11, самоблокируется и
выключается. В остальное время обкатки фиксируются
температура, давление и цикличность.
Блок цикличности состоит из двух
электромагнитных счетчиков типа СЭД-2 с
дистанционным гашением и генератора минутных
импульсов. Постоянное напряжение, необходимое для
работы счетчиков, поступает из блока питания 8.
Датчик давления 9 выполнен на базе
манометра типа М1М-25 с дистанционной электрической
передачей, линейно преобразующего давление
в унифицированный токовый сигнал, который
поступает в блок согласования 12, где
происходит его дополнительное противовибрационное
электрическое демпфирование и переключаются
пределы измерения давления.
Для совпадения линейной шкалы давлений со
шкалой температуры в качестве датчиков
температуры применены медные термометры
сопротивления, которые имеют прямую
зависимость сопротивления от температуры, что
позволяет записывать параметры с заданной
погрешностью на одной диаграммной ленте.
Когда изделие отключают от стойки, блок
управления обесточивает ее приборы и она вновь
готова к работе. При подключении следующего
изделия стойка автоматически включается в
работу по заданной программе. В целях повышения
надежности работы стойки и возможности ее
изготовления на заводе в схеме использованы
серийно выпускаемые приборы, элементы
электроавтоматики и радиотехники.
Контроль работы холодильной системы с
применением полуавтоматической стойки полностью
исключает элемент субъективности в оценке
параметров и по предварительным расчетам
позволяет сократить численность
рабочих-наладчиков примерно на 7 человек при
одновременном росте выпуска изделий до 90 000 единиц
в год.
В. Ю. ДЕЕВ — Марийский политехнический институт
им. М. Горыкого,
И. А. МОШКОВ, А. Е. ПЛОТНИКОВ — Марийский завод
торгового машиностроения
47

621.565.001.5:536.5
Система плавного регулирования температуры воздуха
в термокамере
В испытательных термокамерах для
поддержания температуры воздуха в заданных пределах
применяется позиционное регулирование,
которое в ряде случае не обеспечивает необходимой
точности. К тому же, длительные испытания
некоторых материалов и приборов требуют от
системы автоматического регулирования высокой
надежности в работе.
Во ВНИИхолодмаше разработана и испытана
на макетном образце термокамеры ТКШВ-04-
70/155 с рабочим объемом 0,4 м3 система плавного
регулирования температуры на управляемых
полупроводниковых вентилях-тиристорах.
В камере с помощью каскадной холодильной
машины и электронагревателей можно
поддерживать любой температурный режим в диапазоне
от —70 до +155° С.
Система регулирования состоит из термометра
сопротивления, расположенного в рабочем
объеме камеры, регулирующего бесконтактного
прибора с унифицированным выходным сигналом
0—5 мА, тиристорного регулятора напряжения
и трубчатого электронагревателя мощностью
5 кВт (рис. 1).
Техническая характеристика регулятора напряжения
Максимальная регулируемая
мощность, кВт 12
Напряжение питающей сети, В . . . 220
Максимальное напряжение на
выходе регулятора, В 190
Охлаждение Воздушное
естественное
К. п. д., % 98
Габаритные размеры, мм
блок управления 340x180x250
силовой блок 230x190x210
В качестве регулирующего был применен
прибор типа КП1-СД, предназначенный для
алгебраического суммирования входных сигналов с
сигналом задатчика и преобразования
суммарного сигнала в изменяющийся по заданному
закону регулирования непрерывный выходной
сигнал 0—5 мА. Этот прибор позволяет
формировать пропорционально-интегральный закон
регулирования.
Рис. 1. Блок-схема
системы регулирования:
РП—регулирующий
прибор; р Н — регулятор
напряжения; ТС —
термометр сопротивления;
ЭН—электронагреватель.
JH
\
А
Ьс
1
Из
ж:
пг
РП РН
%.
Измерительная Участь прибора КП1-СД была
подключена для работы с одним термометром
сопротивления.
Серийно выпускаемый тиристорный
регулятор напряжения типа РНТО-190-63 состоит из
двух блоков — силового и управления.
В силовом блоке в качестве регулирующих
элементов используются два управляемых
вентиля типа ВКДУ-150, включенных встречно-
параллельно.
Блок управления включает в себя систему
импульсно-фазового управления на
транзисторах и цепь обратной связи по напряжению на
магнитных усилителях.
В зависимости от времени выдачи
управляющих импульсов на управляющие электроды
тиристоров изменяется выходное напряжение
регулятора. Меняя скважность отпирания
тиристоров, можно регулировать величину подаваемого
на электронагреватель напряжения, а
следовательно, и его мощность.
Система работает следующим образом.
На задатчике регулирующего прибора КЛ1-СД
устанавливается нужное значение температуры.
При отклонении температуры воздуха в камере
в ту или другую сторону от заданной на выходе
уравновешенного измерительного моста
появляется напряжение разбаланса, полярность
которого зависит от того, увеличилась или
уменьшилась регулируемая температура. Напряжение
разбаланса преобразуется в регулирующем
приборе в сигнал постоянного тока, величина
которого плавно меняется от 0 до 5 мА в зависимости
от входного сигнала. Затем сигнал постоянного
тока поступает на вход блока управления
тиристорного регулятора напряжения, который
регулирует величину мощности
электронагревателя термокамеры.
Таким образом, при изменении температуры
воздуха в камере напряжение на выходе
регулятора ' может плавно меняться от 0
до 190 В.
На рис. 2 приведена зависимость мощности N
электронагревателя от величины тока / входного
сигнала.
Данную систему плавного регулирования
применили для нагревания и охлаждения камеры.
В режиме охлаждения холодильная машина
работала непрерывно, а заданная температура
поддерживалась плавным изменением мощности
нагревателя.

Идыс.Вт
5,0
4,5
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
U
to
0,5
Y~
/
В !,мА
Рис. 2. Зависимость мощности электронагревателя от
величины тока входного сигнала.
В этом режиме максимальная мощность
электронагревателя требовалась для поддержания
температуры в диапазоне от 5 до —50° С и
составляла около 2 кВт.
Для поддержания температуры —70° С
мощность нагревателя была равна 0,5 кВт. Схемой
камеры предусмотрено двухпозиционное
регулирование путем включения и отключения
холодильной машины для случаев, когда не
требуется высокой точности поддержания
температуры. Нагреватель при этом не работает.
Температура в камере фиксировалась на
диаграммной ленте электронного моста типа
ЭМП-209 класса точности 0,5. Контрольные
измерения проводили с помощью медь-константа-
новых термопар и потенциометра типа ПП-63.
Во всем диапазоне температур от —70 до
+ 155° С система показала высокую точность
регулирования и надежность в работе.
Е. С. ПИТОНОВ, В. А. ТИМОШИН — ВНИИхолодмаш
Ремонт розеток клапанов компрессоров
621.646:621.57.041
На Иркутском мясокомбинате через несколько
месяцев эксплуатации двухступенчатого
аммиачного агрегата АДС-200/3 были замечены
отклонения в работе компрессоров: повышение
температуры нагнетания в обеих ступенях,
давления в промежуточном сосуде и кипения
холодильного агента.
Розетка клапана с гребенкой:
1 — профрезерованные пазы для зубьев гребенки; 2'
гребенка.
При осмотре всасывающих и нагнетательных
клапанов (старого типа с чугунными
фрезерованными розетками) обеих ступеней —
компрессоров АВ-100 и БАУ-200—был обнаружен износ
упоров и перемычек. При работе пластины
смещались и не перекрывали полностью отверстий
в седле.
Преждевременный износ поверхностей,
фиксирующих положение пластины относительно седла,
требовал замены розетки или клапана в сборе.
На мясокомбинате был предложен способ
восстановления розетки.
Изношенная розетка фрезеровалась, а для
фиксации пластин изготовлялась гребенка,
которая после термической обработки крепилась
в розетке (см. рисунок). При износе гребенка
заменялась новой.
Розетки измененной конструкции работают
около четырех лет.
Г. Л. ШИХОВ — Иркутский мясокомбинат

КОНСУЛЬТАЦИЯ
Государственный институт по проектированию холодильников, фабрик
мороженого, заводов сухого и водного льда и жидкой углекислоты «Гипрохолод» (г. Москва),
обобщив опыт строительства и эксплуатации холодильных сооружений, разработал в
1969 г. типовые детали разнообразных изоляционных конструкций зданий одноэтажных
и многоэтажных холодильников (альбом № 2500-1).
Поскольку этот материал представляет несомненный интерес для специалистов,
занятых строительством и эксплуатацией холодильников, в журнале «Холодильная
техника» будет опубликована серия статей под общим заглавием: «Применение типовых
,деталей изоляционных конструкций».
Предлагаем взиманию читателей первую статью на эту тему.
ПРИМЕНЕНИЕ ТИПОВЫХ ДЕТАЛЕЙ
ИЗОЛЯЦИОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
I. назначение типовых теплоизоляционных
конструкций и деталей
Типовые теплоизоляционные конструкции
и детали предназначены для применения при
строительстве холодильников —
распределительных, общего назначения,
производственных и др.
Типовые решения разработаны для изоляции
стен, перегородок, перекрытий, покрытий,
трубопроводов и оборудования.
При выборе теплоизоляционных материалов,
определении нормативных коэффициентов
теплопередачи отдельных конструкций и
расчетных коэффициентов теплопроводности
материалов необходимо руководствоваться СНиП II-
П. 2—62 «Холодильники. Нормы
проектирования».
Расчетные коэффициенты теплопроводности
материалов принимают с учетом увлажнения
их в конструкциях при эксплуатации здания.
При замене изоляционных материалов,
указанных в описываемых типовых конструкциях и
деталях, другими изоляционными материалами
необходимо обеспечить расчетный коэффициент
теплопроводности.
Нормативные коэффициенты теплопередачи
изоляционных конструкций зданий с
охлаждаемыми помещениями устанавливают в зависимости
от назначения конструкции и климатического
района, в котором намечено строительство
проектируемого объекта.
Для защиты изоляции от увлажнения в
типовых конструкциях предусматривают
устройство непрерывного пароизоляционного слоя,
который должен соответствовать проекту и отвечать
требованиям СНиП III-B. 12—69 «Кровли,
гидроизоляция и пароизоляция. Правила
производства и приемки работ».
Схемы пароизоляции — стен, перегородок,
перекрытий и покрытий — показаны на рис. 1.
При изоляции покрытий одноэтажных
холодильников возможны два варианта:
покрытие находится над помещением с
минусовой температурой (пароизоляционныи слой
не нужен, плиты укладывают насухо);
покрытие находится над помещением с
положительной температурой (пароизоляционныи слой
обязателен). В этом случае первый слой
изоляционных плит укладывают с наклейкой к паро-
Рис. 1. Схемы пароизоляции конструкций:
а — наружные стеновые панели; б — наружные и
внутренние стены и перегородки из кирпича; в — наружные и
внутренние стены и перегородки из блоков; г —
бесчердачные покрытия: / — над камерами с нулевыми и
отрицательными температурами, // — над охлаждаемыми
камерами с плюсовыми температурами; д — междуэтажное
перекрытие: / — при расположении холодной камеры
над теплой, // — при расположении теплых помещений
над холодными; / — железобетонная плита; 2 —
пароизоляция; 3 — теплоизоляция; 4 — отделочный слой; 5 —
кирпичная кладка; 6 — штукатурка; 7 — облицовка; 8 —
пенобетонные блоки; 9 — перлитобетонные блоки; 10 —
кровельный рулонный ковер; 11 — то же, пароизоляция;
12 — защитная стяжка; 13 — чистый пол. Стрелками
указано направление паропроницания.
50

изоляционному слою, последующие слои —
насухо.
Для изоляции покрытий холодильников
применяют в основном жесткие минераловатные
плиты марки М-300 и пенополистирол марки
ПСБ-С плотностью не более 35 кг/м3 (рис. 2, 3).
Использование торфоплит для покрытий и
перекрытий допустимо только в исключительных
случаях. Торфоплиты должны соответствовать
ГОСТ 4861—65 «Плиты торфяные обыкновенные,
биостойкие, трудносгораемые». Для
холодильников емкостью 250 т и менее торфоплиты можно
применять для изоляции всех конструкций.
Уклон кровли одноэтажных холодильников
принимают равным i = 1,5-^-2% (рис. 4). При
плоском (безбалочном) покрытии уклон кровли
создается с помощью изоляционных жестких
минераловатных плит или полистирола и более
дешевых сыпучих материалов — керамзитового
гравия, перлитового крупного песка (гравия) или
ячеистых бетонов. Возможна также подбетонка
капителей, причем после проверки на про-
Рис. 2. Изоляция сборного железобетонного покрытия
одноэтажных холодильников жесткими минераловатными
плитами:
а — разрез; б — узел //; 1 — защитный слой из
окатанного гравия; 2 — пять слоев гидроизола или рубероида
на горячей битумной мастике; 3 — холодная битумная
грунтовка; 4 — армобетонная стяжка D0 мм),
армированная сеткой из проволоки 0 4 мм с ячейкой 150Х 150 мм;
5 — керамзитовый гравий (КГ) слоем толщиной от 100
до 330 мм плотностью не более 500 кг/м3; 6 — жесткие
минераловатные плиты марки М-300; 7 — пароизоляция
по проекту; 8 — железобетонная конструкция покрытия;
д — металлические столики; 10 — кровельный ковер из
рулонных материалов; // — подклейка из жестких
минераловатных плит (толщина слоя 100 мм).
лшг.
Рис. 3. Изоляция ^сборного железобетонного покрытия
одноэтажных холодильников пенополистиролом:
с— разрез; б — узел //; / — защитный слой из
окатанного гравия; 2 — пять слоев гидроизола или рубероида
на горячей битумной мастике; 3 — холодная битумная
грунтовка; 4 — армобетонная стяжка D0 мм),
армированная сеткой из проволоки 0 4 мм с ячейкой 150X150 мм;
5 — керамзитовый гравий (КГ) слоем толщиной от 100
до 330 мм плотностью не более 500 кг/м3; 6 —
пенополистирол марки ПСБ-С плотностью не более 35 кг/м3; 7 —
пароизоляция по проекту; 8 — железобетонная
конструкция покрытия; 9 — металлические столики; 10 —
кровельный ковер из рулонных материалов; 11 — подклейка
из пенополистирольных плит; 12 — противопожарный
пенобетонный пояс.
51
М-300 М-250 М-300 М-250 М-300 М-250
Уточняется,
.по проекту
Высота. ^~
по прректц \
Пенополистирол Z00

4-
Иг
щ
в а
i-tf-2%
По проекту
По проекту
По I-I
Рис. 4. Изоляция сборного железобетонного покрытия одноэтажного
холодильника по балкам, уложенным по уклону на надколонные подушки:
/ — защитный слой из окатанного гравия; -2 — пять слоев гидроизола
или рубероида на горячей битумной мастике; 3 — холодная битумная
грунтовка; 4 — армобетонная стяжка D0 мм) из бетона М-200,
армированная сеткой из проволоки 0 4 мм с ячейкой 150Х 150 мм; 5 —
теплоизоляция жесткими минер ал оватными плитами М-300 или пено-
полистиролом ПСБ-С (по проекту); 6 — пароизоляция по проекту; 7 —
железобетонная конструкция покрытия; 8 — противопожарный пенобе-
тонный пояс; 9 — подклейка теплоизоляции толщиной 100 мм; 10 —
надколонные подушки.
ектную прочность их укладывают на капители
плит покрытия. Покрытию придается
проектный уклон, что исключает применение подсып-
ных материалов.
При балочных покрытиях для снижения
расхода сыпучих изоляционных материалов балки
помещают на металлические столики. В этом
случае применяют также два вида изоляционных
материалов.
Балки можно устанавливать на надколонные
подушки (см. рис. 4), с помощью которых
покрытию придают проектный уклон. Изоляция
осуществляется одинаковой толщины из одного
вида теплоизоляционного материала с учетом
несущей способности конструкций покрытия.
При выполнении теплоизоляционных работ
следует строго выполнять противопожарные
требования главы СНиП-В. 10—62
«Теплоизоляция. Правила производства и приемки работ».
При привязке типовых деталей в технических
проектах и рабочих чертежах необходимо
учитывать противопожарные мероприятия согласно
требованиям СНиПП-А. 5—62
«Противопожарные требования. Основные положения
проектирования».
Теплоизоляция холодильников должна
разделяться противопожарными поясами шириной
50 см из несгораемых материалов плотностью
400 кг/м3 (пенобетон, газобетон на
портландцементе, перлитобетон, вермикулитобетон)
поэтажно и на отсеки площадью для сгораемых
материалов не более 500 м2, для трудносгораемых —
не более 1000 м2. Для изоляции из
пенополистирола марки ПСБ-С площадь отсека не должна
превышать 500 м2.
Наклеивание и склеивание изоляционных плит
осуществляются в основном горячим нефтебиту-
мом и нефтебитумными мастиками. Для
наклеивания и склеивания плит из пенополистирола
допускается применять быстротвердеющие
нетоксичные клеи.
М. Н. МЕРТЕШОВ, А. И. БАЛАНДИН — Гипрохолод
52

НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
F04b 51/00
№ 308227 A299707/24-6 от 20 января 1969 г.)
Авторы изобретения А. Б. П и в о в а р о в, В. С.
Крылов и П. Г. Ланграт
Заявитель Рижский завод холодильных машин
«Компрессор»
Способ испытания холодильного компрессора
Способ испытания холодильного компрессора,
заключенного в герметичный кожух, путем включения его в
работу по замкнутому контуру, с охлаждением и
дросселированием сжимаемого газа, отличающийся тем, что, с целью
исключения перегрева испытываемого компрессора и
поддержания заданного температурного режима, кожух
компрессора охлаждают снаружи проточной жидкостью,
расход которой регулируют автоматически по сигналу
в зависимости от ее температуры на сливе.
F25b 1/10
F25b 29/00
№ 308277 A396324/24-6 от 9 января 1970 г.)
Авторы изобретения Б. Г. Рудерман, В. И. Р е-
с и н, Т. П. Садовский, СМ. Э т к и н,
М. Г. Б а с с, Е. А. Григорьев, X. Р. X а -
кимов, Р. И. Г о п и н, Ю. Г. К а ш к и н а,
М. Г. Ш у м е л и ш с к и й, М. Э. К а ц, А. И.
Шувалов, Н. Ю. Давыдова, А. А. С у д а р -
кин и А. Б. Харченко
Заявитель Ордена Ленина и ордена Трудового
Красного Знамени Московский завод «Компрессор»
Передвижная компрессионная холодильная установка
1. Передвижная компрессионная холодильная
установка преимущественно на автоприцепе, содержащая
компрессоры нижней и верхней ступеней и конденсатор
сжатых паров, охлаждаемый водой, отличающаяся тем,
что, с целью повышения компактности, конденсатор
выполнен из прямоугольных листотрубных секций,
расположенных по боковым сторонам автоприцепа, а
трубопроводы для подвода и отвода воды от секции имеют П-образ-
ную форму и служат каркасом кузова.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
отопления кузова в зимнее время, трубопроводы для
отвода воды от конденсатора подключены к листотрубным
секциям со стороны внутреннего пространства кузова.
3. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
охлаждения кузова в летнее время, трубопроводы для
подвода воды к конденсатору подключены к
листотрубным секциям со стороны внутреннего пространства кузова.
F25b 15/04
№ 308278 A324771/24-6 от 15 апреля 1969 г.)
Авторы изобретения Б. А. Минкуси
А. Г. Дергачев
Заявитель Одесский технологический институт
пищевой и холодильной промышленности
Абсорбционная холодильная установка
Абсорбционная холодильная установка, содержащая
генератор для выпаривания крепкого раствора,
конденсатор паров после генератора, испаритель для
производства холода, абсорбер для поглощения слабым раствором
паров хладагента и компрессор, отличающаяся тем, что,
Cjxj^T"
с целью повышения экономичности, в линию жидкого
хладагента после конденсатора включен подогреваемый
слабым раствором парообразователь, соединенный с приводом
компрессора, выполненным в виде паровой турбины.
F 25Ь 39/02
№ 308279A297331/24-6 от 14 января 1969 г.)
Авторы изобретения В. П. Колос, А. И. Рудная,
А. А. Соломко и А. П. Ефремов
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский
институт по электробытовым машинам и приборам
XL
ZEE
I I I I I I I I I ITT
I I I I I I I 1 1Ш
ПЕ
Испаритель для домашнего компрессионного
холодильника
Испаритель для домашнего компрессионного
холодильника, содержащий соединенные один с другим листы,
образующие змеевиковый канал с паросборными
ответвлениями для циркуляции хладагента в направлении сверху
вниз, отличающийся тем, что, с целью повышения
термодинамической эффективности и увеличения холодопроиз-
водительности, паросборные ответвления подключены
с помощью соединительных элементов к общему пароот-
водящему каналу, выполненному между листами.
F25b 21/02
№ 309214A060480/28-13 от 21 февраля 1966 г.)
Автор изобретения А. И. Азаров
Заявитель Рижский вагоностроительный завод
53

Устройство для термоэлектрического охлаждения
1. Устройство для термоэлектрического охлаждения,
например, домашних холодильников, содержащее
термобатарею, конденсатор и систему циркуляции
хладоносителя через холодные спаи, охлаждаемый объект, горячие
спаи и конденсатор, выполненную в виде закрытого
испарительного термосифона с отводом части потока
хладоносителя от выхода на холодные спаи к входу на горячие
и каналом, сообщающим вверху ветви системы,
отличающееся тем, что, с целью повышения энергетической
эффективности устройства и упрощения его конструкции,
термобатарея имеет дополнительную секцию, а отвод
размещен так, что проходит вдоль холодных спаев
последней.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что отвод
на выходе с холодных спаев имеет ответвление части потока
хладоносителя, расположенное вдоль горячих спаев
секции и соединяющее отвод с верхней частью подъемной
ветви.
3. Устройство по пп. 1 и 2, отличающееся тем, что
в качестве дополнительной секции применена вторая
термобатарея.
F25b 45/00
№ 309215A393066/24-6 от 4 января 1970 г.)
Авторы изобретения Р. В. Баранникова,
Б. В. Клевин, Н. Н. Максимова и
Е. И. Скуратов
Заявитель Всесоюзный проектно-технологический
институт по электробытовым машинам и приборам
Стенд для заполнения холодильных компрессионных
агрегатов хладагентом
1. Стенд для заполнения холодильных компрессионных
агрегатов хладагентом, например фреоном, содержащий
снабженный фотоэлементами объемный дозатор,
подключенный к агрегату при помощи трубопровода с
соленоидным вентилем, отличающийся тем, что, с целью
сокращения цикла заполнения агрегата, на линии хладагента
установлен ресивер, подсоединенный своими верхней
и нижней частями соответственно к верхней и нижней
частям дозатора.
2. Стенд по п. 1, отличающийся тем, что ресивер
расположен выше дозатора.
F 25d 21/02
G05d 5/03
G 01b 7/06
№ 309216 A304362/24-6 от 5 февраля 1969 г.)
Р. П. Печковский, А. И. Рудная и
А. А. Соломко
Устройство для измерения толщины слоя льда
Устройство для измерения толщины слоя льда на
поверхности испарителя, содержащее двухобмоточную
катушку с сердечником, подключенную к цепи постоянного
тока и к регистрирующему прибору, и чувствительный
элемент в виде стержня, укрепленного одним концом на
опоре, отличающееся тем, что, с целью повышения
чувствительности, в цепь включен нормально замкнутый
контакт, подвижная часть которого размещена на
чувствительном элементе, а неподвижная — на упругой
стойке, прикрепленной к опоре, для обеспечения вибрации
элемента с различной частотой в зависимости от толщины
слоя льда.
F 25с 1/12
№ 310092A336740/28-13 от 12 мая 1969 г.)
Автор изобретения Н. В. Фомин
Заявитель Научно-исследовательский
и конструкторский институт механизации рыбной
промышленности
Устройство для замораживания жидких материалов
Устройство для замораживания* жидких материалов,
состоящее из двухстенного испарителя цилиндрической
формы с патрубками для подвода хладагента и отвода
его паров, приспособлений для нанесения материала на
наружную и внутреннюю поверхность испарителя,
системы подачи материала и ножей для съема замороженного
продукта, отличающееся тем, что, с целью возможности
применения его для производства пресного льда из морской
воды, а также замораживания пастообразных пищевых
продуктов, каждое из приспособлений для нанесения
материала выполнено в виде герметичной камеры,
снабженной по периметру прокладкой из эластичного материала,
обеспечивающей плотное прилегание к поверхности
испарителя.
F 25Ь 1/06
№ 311103 A377582/24-6 от 21 ноября 1969 г.)
Авторы изобретения Р. Л.| Данилов
и Я. Л. Вайнштейн
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
Холодильная установка
Холодильная установка, содержащая последовательно
включенные компрессор и эжектор для поджатия паров
хладагента, испаритель для производства холода и
промежуточный сосуд, отличающаяся тем, что, с целью
повышения экономичности и обеспечения изотермического
сжатия, диффузор эжектора размещен в жидкостной полости
промежуточного сосуда.
F 25ЬЗ/00
F 28d5/00
№ 311104A401862/24-6 от 27 января 1970 г.)
А. Л. Черняк и Л. А. Вегер
Охладитель жидкости
Охладитель жидкости, преимущественно питьевой
воды, содержащий автоматизированную холодильную
установку и питательный бак с водой, подключенный к
сливному трубопроводу с краном для выпуска охлажденной
воды через испаритель холодильной установки,
отличающийся тем, что, с целью поддержания температуры
охлажденной воды на заданном уровне, в сливной
трубопровод перед краном встроен буферный бачок, верхняя часть
которого снабжена трубкой с жиклером, сообщающимся
с атмосферой для обеспечения постоянного расхода воды
через испаритель.
54

КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Диссертации в области холодильной техники и технологии
за 1969-1970 гг.
Публикуемый ниже список диссертационных работ на
соискание ученых степеней доктора и кандидата наук
в области холодильной техники, технологии и других
смежных специальностей, защищенных в 1969—1970 гг.,
может представить интерес для научных сотрудников и
специалистов-холодильщиков, работающих в различных
отраслях народного хозяйства.
ХО Л ОДИ Л ЬН АЯ ТЕХН И К А
Диссертация на соискание ученой степени доктора
технических наук.
Исследование малых холодильных компрессоров.
Якобсон В. Б. М., 1968. 354 л., 84 илл. Библиогр.: л. 325—
342.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности 21/XI 1969 г., утв.
20/XI 1970 г.
Диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Экспериментальное исследование компрессионных
холодильных машин, работающих на смесях фреона-12
и фреона-143. Майсоценко В. С. Одесса, 1969.
338 л. с илл. Библиогр.: л. 205—216.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 16/III 1970 г.
Исследование энергетической эффективности
автоматизированных аммиачных компрессионных холодильных
установок холодильников. Зильберберг Я- М. М., 1968.
269 л.; 30 л. илл. Библиогр.: л. 230—246.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 19/VI 1970 г.
Исследование оптимальных схем холодильной
установки для энерготехнологических систем
низкотемпературной сепарации природного газа. Шляховец-
кий В. М. Краснодар, 1968. 139 л., 39 л. илл. Библиогр.:
л. 125—137.
Защищена в Краснодарском политехническом
институте, утв. 7/IV 1970 г.
Исследование характеристик низкотемпературного
одноступенчатого холодильного поршневого компрессора на
новых рабочих веществах. Быков А. В. М., 1970.
145 л. с. илл.; 51 л. илл. Библиогр.: л. 119—126.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 19/VI 1970 г.
Исследование влияния динамических факторов на
характеристики холодильных герметичных поршневых
компрессоров. Редкозуб Б. Д. М., 1969. 150 л., 50 л.
илл. Библиогр.: л. 130—140.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 27/1V 1970 г.
Исследование шума герметичных холодильных
компрессоров и агрегатов. Тихомиров В. А. М., 1969.
157 л., 55 л. илл. Библиогр.: л. 129—139.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 26/Х 1970 г.
Исследование динамики и прочности
самодействующих дисковых клапанов поршневых компрессоров.
Исаков В. П. Л., 1969. 232 л. с илл. Библиогр.: 223—232.
Защищена в Ленинградском политехническом
институте им. М. И. Калинина, утв. 17/1II 1970 г.
Исследование возможности применения полимерных
материалов для деталей и узлов поршневых
компрессоров. Богатков Л. Г. М., 1968. 198 л., 161 л. с илл.
Библиогр.: л. 2—8,
Защищена в Ленинградском политехническом
институте им. М. И. Калинина, утв. 19/V 1970 г.
Исследование рабочего процесса экспансионной
холодильной газовой машины. Глухов С. Д. М., 1969.
207 л. с илл., 37 л. илл. Библиогр.: л. 200—207.
Защищена в Московском высшем техническом училище
им. Н. Э. Баумана, утв. ЗО/Ш 1970 г.
Исследование винтовой расширительной машины. К о-
р е н е в А. М. 146 л., 47 л. илл. Библиогр.: л. 124—127.
Защищена в Московском высшем техническом училище
им. Н. Э. Баумана, утв. 27/IV 1970 г.
Исследование сорбционно-компрессорных
термотрансформаторов. Дергачев А. Г. Одесса, 1970.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 22/VI 1970 г.
Исследование абсорбционных холодильных машин и
их использование в условиях Вьетнама. Чан Дык Ба.
Одесса, 1970. 122 л., 51 л. илл. Библиогр.: л. 111—122.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 26/Х 1970 г.
Исследование газовых регенеративных циклов с
детандерами. Козлов В. Н. М., 1970. 184 л. с илл.
Библиогр.: л. 162—171.
Защищена в Московском высшем техническом училище
им. Н. Э. Баумана, утв. 30/XI 1970 г.
Исследование рабочих характеристик
ректификационных колонн с гофрированной насадкой в процессах
разделения жидкого воздуха и эталонных смесей. П о б е -
резкий А. Э. Одесса, 1970. 179 л. с илл. Библиогр.:
л. 150—162.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 21/IX 1970 г.
Исследование охлаждающих систем холодильных
установок цехов синтеза аммиака. Парижский О. В.
Одесса, 1970. 213 л. с илл. Библиогр.: л. 208—213.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 21/1X 1970 г.
Исследование азотно-водяных испарительных
холодильников с рифленой насадкой. Браун В. М. Одесса,
1970. 219 л. с илл. Библиогр.: л. 185—199.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности; утв. 1/VII 1970 г.
Экспериментальное исследование охлаждающих систем
холодильников — фруктохранилищ. Файнзиль-
б е р г Е. Я. Одесса, 1969. 224 л. с илл., 73 л. илл.
Библиогр.: л. 171—178.
Защищена" в Одесском" технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 11/V 1970 г.
Исследование судовых рыбоморозильных установок.
Ионов А. Г. Одесса, 1970.
55

Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 1/VII 1970 г.
Исследования вопросов взаимодействия в работе
грузовых станций и распределительных холодильников в
крупных железнодорожных узлах. Жуковский Е. М.
Л., 1969. 190 л., 21 л. илл. Библиогр.: л. 140—147.
Защищена в Ленинградском институте инженеров
железнодорожного транспорта им. акад. В. Н. Образцова,
утв. 2/VII 1970 г.
Исследование напряженного состояния кузова
рефрижераторного вагона в зоне дверного выреза . Б у д -
н*и к Ф. Г. Брянск, 1969. 168 л., 53 л. илл. Библиогр.:
л. 164—168.
Защищена в Брянском институте транспортного
машиностроения, утв. 12/V 1970 г.
Использование солнечной энергии для целей
охлаждения в районах сухого жаркого климата. Хандурды-
е в, Амандурды. Ашхабад, 1969. 148 л. с илл.,
28 л. илл. Библиогр.: л. 119—126.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 11/V 1970 г.
Оптимизация конструкций термоэлектрических
батарей и технологии их изготовления. Томашевич М. Н.
Одесса, 1970. 204 л. с илл. Библиогр.: л. 198—204.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 22/VI 1970 г.
Исследование температурного поля искусственного
катка. Лихтенштейн Э. Л. Л., 1970. 200 л., 57 л.
илл. Библиогр.: л. 146—156.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 20/XI 1970 г.
Исследование пароизоляционных материалов и
покрытий ограждающих конструкций холодильников. X е -
лемский А. М. Одесса, 1969. 224 л., 81 л. илл.
Библиогр.: л. 166—180.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 27/IV 1970 г.
Исследование тепловых свойств экранной изоляции.
Ковалевский В. И. Волгоград, 1969. 139 л., 37 л.
илл. Библиогр.: л. 134—139.
Защищена в Краснодарском политехническом
институте, утв. 30/VI 1969 г.
ТЕРМОДИНАМИКА. ТЕПЛОПЕРЕДАЧА
Диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Исследование теплообмена при кипении фреона-12
внутри вертикальных труб. Ильясов X. Ашхабад,
1969. 128 л., 33 л. илл. Библиогр.: л. 101—104.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 15/V 1970 г.
Исследование теплоотдачи при конденсации паров
фреона-11 на наружной поверхности горизонтальной трубы
в электростатическом поле. 3 а м fe в и ч Б. М. Одесса,
1969. 187 л. с илл. Библиогр.: л. 153—167.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 1/VI 1970 г.
Теплообмен при кипении фреонов на поверхности пучка
труб и в кожухотрубных испарителях. П о в о л о ц -
к а я Н. М. М., 1969. 154 л., 60 л. илл. Библиогр.: 137—
147.
Защищена в~ Ленинградском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 5/VI 1970 г.
Исследование термодинамических свойств гелия как
низкотемпературного хладагента. Таран В. Н.
Одесса, 1969. 240 л. с граф., 52 л. табл., 8 диагр. Библиогр.:
л. 227—240.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 27/IV 1970 г.
Разработка методов и алгоритмов для
термодинамического анализа низкотемпературных процессов со смесями
{применительно к однопоточному холодильному циклу).
Красноокий СИ. Киев, 1968. 165 л., 45 л. илл.
Библиогр.: л. 153—165.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 3/XI 1969 г.
Термодинамический анализ бинарных систем
углеводородов, перспективных для применения в абсорбционных
холодильных машинах. Дьяченко Ю. И. Л., 1969.
150 л., 40 л. илл. Библиогр.: л. 126—137.
Защищена в Ленинградском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 31/Х 1969 г.
Исследование новых рабочих веществ абсорбционных
холодильных машин (растворов фреона-22 в дибутилфталате
и диметиловом эфире тетраэтиленгликоля).
Латышев В. П. М., 1968. 214 л., 38 л. илл. Библиогр.: л.
190—209.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 20/III 1970 г.
Теплообмен плотного слоя с поперечно-омываемыми
ребристыми поверхностями. Корнараки В.В.
Одесса, 1970. 160 л., 41 л. илл. Библиогр.: л. 125—130.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности, утв. 22/VI 1970 г.
Продолжительность охлаждения тел (Одномерные
случаи). Коваль ков В. П. М., 1969. 190 л. с илл.
Библиогр.: л. 155—173.
Защищена в Научно-исследовательском институте
строительной физики, утв. 3/XI 1970 г.
Теплопроводность жидкостей и их растворов. У с м а -
н о в И. Ташкент, 1969. 165 л. с илл. Библиогр.: л. 156—
165.
Защищена в Азербайджанском институте нефти и
химии им. М. Азизбекова, утв. 8/V 1970 г.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
Диссертации на соискание ученой степени
доктора технических наук
Исследование биохимических превращений при
различных видах холодильной обработки мяса.
Павловский П. Е. М., 1969. 470 л. с илл.; 15 л. табл.
Библиогр.: л. 413—465.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности 29/ХII41969 г.,
утв. 4/IX 1970 г.
Кондиционирование воздуха при хранении сочного
растительного сырья. Ж а д а н В. 3. Одесса, 1969.
401 л. с илл., 3 л. илл. Библиогр.: л. 377—398.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности 23/VI 1969 г.,
утв. 4/IX 1970 г.
Диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Экспериментальное исследование камеры интенсивного
охлаждения мяса с воздушно-радиационной системой.
Малеванный Б. Н. Л., 1969. 167 л., 40 л. илл.
Библиогр.: л. 129—134.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 20/Н 1970 г.
Исследование процесса измельчения мышечной ткани
в условиях температур ниже криогидратных. ГурвицВ.Г.
М., 1970. 232 л., 55 л. илл. Библиогр.: л. 170—183.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности, утв. 27/III 1970 г.
Исследование изменений состояния макро- и
микроэлементов мышечной ткани при холодильной обработке и
хранении рыбы. Край но в а Л. С. Л., 1969. 199 л.
с илл., 33 л. илл. Библиогр.: л. 109—142.
Защищена в Ленинградском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 20/XI 1970 г.
К вопросу о коллоидальной стабильности
замороженного сгущенного молока. Пономарева Г. Т. М.,
1969. 172 л. с илл. Библиогр.: л. 161—172.
36

Защищена в Московском ордена Трудового Красного
Знамени институте народного хозяйства им. Г. В.
Плеханова, утв. 28/V 1970 г.
Фазовые изменения молочного жира и их влияние на
формирование консистенции сливочного масла при
хранении. Аввакумов А. К. Л., 1969. 200 л. с илл.,
17 л. илл. Библиогр.: л. 173—185.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 3/IV 1970 г.
Исследование процесса обработки пивного сусла
холодом. Лебедюк Т. К. Киев, 1969. 126 л., 17 л. илл.
Библиогр.: л. 110—124.
Защищена в Киевском технологическом институте
пищевой промышленности, утв. 6/1II 1970 г.
Исследование влияния замораживания на качество
мучных полуфабрикатов. Н а у м е н к о Л. П. М., 1970.
178 л. Библиогр.: л. 159—178.
Защищена в Московском ордена Трудового Красного
Знамени институте народного хозяйства им. Г. В.
Плеханова, утв. 19/VI 1970 г.
Диссертация на соискание ученой степени
кандидата экономических наук
Исследование экономической эффективности
консервирования пищевых продуктов методом сублимационной
сушки. Рабинович Т. Л. М., 1970. 256 л. с илл.
Библиогр.: л. 236—255.
Защищена в Московском технологическом институте
пищевой промышленности, утв. 28/ХП 1970 г.
* *
Список диссертаций, защищенных до 1962 г., приведен
в Библиографическом справочнике докторских и
кандидатских диссертаций по холодильной технике за 1936—
1962 гг. (составитель Д. Н. Прилуцкий. М., Госторгиз-
дат, 1963).
Списки диссертаций, защищенных в 1962—1970 гг.,
опубликованы в журнале «Холодильная техника»: 1965,
№ 1; 1966, № 3; 1968, № 1; 1969, № 4; 1970, № 2; 1971,
№ 2.
Д. Н. ПРИЛУЦКИЙ
»¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦«4
М. Г. Дик
27 января 1972 г. после тяжелой болезни скончался
старейший работник холодильной промышленности,
член редакционной коллегии журнала «Холодильная
техника», инженер Михаил Григорьевич Дик.
Михаил Григорьевич родился в 1903 г. в Ростове-на-
Дону в семье служащего. Окончив в 1927 г. Донской
политехнический инстутут, он работал до 1936 г.
главным инженером Ростовского холодильника, а с 1936 по
1939 г. заместителем главного инженера Главхладопро-
ма. В 1939 г. М. Г. Дик перешел во ВНИХИ на
должность старшего инженера механического сектора.
С 1940 г. и до выхода на пенсию в 1963 г. он работал
главным инженером Московского холодильника № 9.
В 1944 г. М. Г. Дик вступил в члены КПСС.
Михаил Григорьевич много сделал для повышения
уровня эксплуатации холодильников, уделял большое
внимание изобретательской и рационализаторской
работе, воспитал квалифицированных инженеров,
механиков, машинистов-холодильщиков. Он живо
интересовался новейшими достижениями в области холодильной
техники, помогал внедрению их в жизнь.
С 1948 г. и до последних дней своей жизни
М. Г. Дик был членом редакционной коллегии
журнала «Холодильная техника». Такие разделы журнала, как
«Консультация», «Вопросы и ответы», «В помощь
практику», «Справочный отдел» организовывались при его
непосредственном участии. Хорошо зная нужды
производства, он придавал большое значение
практическим статьям, освещающим новую технику и технологию.
Михаил Григорьевич был активным общественником.
Он участвовал в работе Ученого совета ВНИХИ, НТО
холодильщиков, работал пропагандистом.
За многолетнюю плодотворную деятельность
М. Г. Дик был награжден орденом Трудового Красного
Знамени, двумя орденами «Знак Почета», тремя
медалями.
Все знавшие Михаила Григорьевича Дика и
работавшие вместе с ним надолго сохранят память об этом
прекрасном, скромном и отзывчивом человеке.
Г. М. Дезент
28 января 1972 г. на 63 году жизни скончался
старейший специалист в области промышленного
производства мороженого инженер Герман Моисеевич
Дезент.
Ушел из жизни талантливый, скромный,
внимательный и чуткий человек, всего себя посвятивший
любимому делу.
Г. М. Дезент родился 23 декабря 1908 г. в г. Двин-
ске в семье мастера спичечной фабрики. Начав
трудовую деятельность в 1930 г., он закончил без отрыва от
производства Московский вечерний холодильный
институт.
С 1937 г. Г. М. Дезент работал на Московском
хладокомбинате № 8, где прошел большой трудовой путь
от механика до крупного специалиста в области
производства мороженого.
Г. М. Дезент все силы и знания отдал развитию
самой большой в стране фабрики мороженого,
совершенствованию технологии производства мороженого. Он
принимал активное участие во внедрении в
промышленность фризеров непрерывного действия, был одним
из авторов агрегата ФАМ, карусельного эскимогенера-
тора, универсального агрегата АРС для выработки
мороженого в рожках, вафельных и бумажных
стаканчиках. Им разработано большое число новых образцов
мороженого.
Г. М. Дезент постоянно сотрудничал с проектно-
конструкторскими и научно-исследовательскими
организациями. Он автор 11 трудов по технике производства
мороженого и ряда статей в журнале «Холодильная
техника».
Г. М. Дезент, несмотря на глубокие знания,
постоянно учился и охотно помогал другим. У него много
учеников и последователей .
Светлая память о Германе Моисеевиче Дезенте
навсегда останется в сердцах всех, кто жил и работал
вместе с ним.
57

В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Доклады на 3-й комиссии XIII Международного конгресса
по холоду
На заседаниях 3-й комиссии было заслушано и
обсуждено около 30 докладов.
Ниже приводится содержание некоторых из наиболее
интересных докладов делегатов зарубежных стран.
Вопросы, относящиеся к холодильным агентам,
освещены в двух докладах.
Б. Эйземан (США) изучал стабильность фре-
онов-11 и 114 как рабочих веществ в комбинированных
установках, совмещающих силовую и холодильную
машины. Примерными условиями работы таких установок
были: температуры кипения в испарителе —7° С,
конденсации 55 С, кипения в котле 160° С.
Стабильность рабочих веществ зависит в основном от
уровня температуры, степени загрязнения и наличия
продуктов разложения (могущих служить катализаторами
для дальнейшего разложения), конструкционных
материалов, типа и качества смазочного масла.
При разложении фреона-11 выделяется свободный
хлор, при разложении фреона-114 хлор не выделяется.
Приведены результаты опытов по продуванию фреонов
через нагреваемые трубки из разных материалов.
Определена минимальная температура, при которой на
выходе из трубки обнаруживались НС1 и свободный галоген.
Рекомендовано применение меди, никеля и их сплавов,
не содержащих железа, поскольку железо и его сплавы
усиливают разложение.
Минеральные масла не стабильны при высоких
температурах. Обращается внимание на высокостабильное,
хотя и дорогое, полимерное масло гексафторпропилен-
оксид для температур до 300° С. В установках должны
применяться адсорбенты для поглощения образующихся
кислот.
Холодильным компрессорам было посвящено 11
докладов, в том числе четыре — расчетам клапанов.
X. Н а й о р к (ГДР) исследовал влияние
характеристик клапанов на объемные и энергетические показатели
компрессоров, в частности, влияние преждевременного
или запоздалого закрытия клапанов на коэффициент
подачи. При определении зависимости потерь напора в
клапанах от вида холодильного агента использованы
дифференциальные уравнения Френкеля — Доллежаля.
Оценено влияние потерь напора в клапанах на индикаторный
к. п. д. Методика расчета пригодна для различных
холодильных агентов.
С. ТаубериЕ. Бломсма (Голландия)
теоретически рассмотрели движение самопружинящих
лепестковых клапанов. Дана система дифференциальных
уравнений для фаз всасывания, сжатия, нагревания и
обратного расширения с целью расчетов на ЭВМ.
Расчетные и экспериментальные значения давлений в цилиндре
и перемещений пластинок клапанов практически
совпадают.
Дж. Маклерен и С. Керр (Англия) привели
методику расчета на ЭВМ и результаты сравнения теории
и эксперимента для самопружинящих лепестковых
клапанов в аммиачных и фреоновых (фреон-22) компрессорах.
Исследовано влияние толщины пластинки, подъема,
применения сдвоенной пластинки и вида холодильного
58
агента на характер движения пластинки, расход энергии
и скорость при ударе об ограничитель и седло.
Расхождение между теорией и экспериментом объясняется, в
частности, наличием масла на клапанах. Математическая
модель компрессора основана на работе Костагиола.
Дж. Пэйн и Р. Коэн (США) рассмотрели
математическую модель компрессора с самопружинящими
клапанами. Развито положение доклада М. Вамбсганса и
Р. Коэна на XII Международном конгрессе по холоду.
Изучены колебания пластинки, влияние направления
газа, выходящего из клапана (по оси и в сторону),
величина эффективного проходного сечения. В движении
пластинки заметное значение имеют нелинейные эффекты.
Три доклада посвящены бессальниковым и
герметичным компрессорам.
Ф. Лидинг, В. Хэнель и Г, Вадзин-
с к и (ФРГ) проанализировали предельные режимы
работы компрессоров с встроенным электродвигателем.
Обычно предельные режимы определяются давлением
нагнетания и разностью давлений нагнетания и всасывания.
Однако область применения данного компрессора
ограничена вследствие чрезмерного повышения при низких
температурах кипения температуры нагнетания, а при
высоких — температуры обмоток электродвигателя.
Охлаждение обмоток электродвигателя всасываемым паром
повышает температуру нагнетания и понижает температуру
обмоток, что соответственно сужает область применения
данного компрессора при низких температурах кипения и
расширяет при высоких. Охлаждение компрессора
вентилятором снижает температуры нагнетания и обмоток.
Изменение температуры окружающей среды также
отражается на уровне температур.
При высоких температурах кипения область
применения компрессора ограничивается также значением
пускового момента электродвигателя с учетом возможного
понижения напряжения в сети.
Износоустойчивость бессальниковых компрессоров
рекомендуется проверять на фреоне-12 в процессе работы в
течение 2000 ч при давлениях всасывания 5 кгс/см2 и
нагнетания 30 кгс/см2. К концу испытания потребляемая
мощность не должна возрасти более чем на 10%, а цвет
масла измениться более чем на 2 балла (по стандартной
шкале Общества инженеров электриков — VDEW).
Качество обмоток определяют при цикличной работе
компрессора на газовом кольце E7 с работы, 3 с стоянки)
в течение 2000 ч при температуре обмоток на 20° С выше
допускаемой. Холодильный агент — смесь, состоящая из
50% фреона-12 и 50% фреона-22. Цикличной работой
проверяют выносливость обмоток от механических
усилий при пуске.
При испытании крупных компрессоров в дополнение к
предыдущему периодически (примерно один раз в час)
на обмотки подается жидкий фреон при температуре
—30° С. Такой «тепловой удар» имитирует влажный ход
компрессора.
Р. Селлерс (США) установил, что вспучивание и
разрушение изоляции электродвигателей зависит не
только от самой температуры, но и от скорости ее повышения.

Для имитации заклинивания ротора электродвигателя
изоляция выдерживается в жидком фреоне-22 в течение
96 ч, затем в парах фреона нагревается со скоростью
5—15° С в секунду. Отмечается температура, при которой
начинается вспучивание. Типичная связь температуры
начала вспучивания и скорости нагревания: 200° С при 3° С
в секунду; 140° С при 14° С в секунду.
Два доклада посвящены потере напора на стороне
низкого давления.
Д. Чисхолм (Англия) определил потерю напора
при протекании двухфазного потока с паросодержанием
в трубе, имеющей различные местные сопротивления:
резкое увеличение или уменьшение сечения, тонкую
диафрагму, толстую диафрагму (участок трубы уменьшенного
сечения), колена, вентили. Приводятся расчетные
зависимости для потери напора при двухфазном и однофазном
течении.
М. Буавен, Ж. Серрано, Ж. Р у и з и
М. Дюминиль (Франция) исследовали потерю
напора в распределителях и испарителе при одинаковых и
различных ^тепловых нагрузках и гидравлических
сопротивлениях отдельных секций испарителя в зависимости от
температур кипения и конденсации, переохлаждения перед
ТРВ. Потеря напора уменьшается с ростом температуры
кипения и ^снижением температуры переохлаждения.
Два доклада были посвящены терморегулирующим
вентилям.
Хш Н а й о р к (ГДР) рассмотрел динамические
характеристики ТРВ и воздухоохладителей с различными
пучками труб и указал пути повышения стабильности
работы системы ТРВ — испаритель.
М. Дюминиль (Франция) исследовал
динамические характеристики ТРВ. Температуру чувствительного
патрона изменяли с помощью вихревой трубы.
Два доклада посвящены технико-экономическим
расчетам.
Е. Гранрид (Швеция) провел
технико-экономическую оценку воздухоохладителей по величине
приведенных годовых расходов (отнесенных к единице теплопро-
ходимости kF). Изучено влияние скорости воздухе,
интенсивности теплообмена внутри труб и снаружи, потери
напора воздуха и пр.
И. Ромейн (Голландия) осветил экономичность
применения аммиачных конденсаторов с воздушным
охлаждением, их достоинства и недостатки.
Оценены капитальные затраты и
эксплуатационные расходы. Сравнение проведено для среднегодовых
температур воздуха, типичных для Голландии, по сухому
термометру 9° С, по влажному 8° С и воды 11° С.
Учитывается число часов работы в год.
Воздушный конденсатор при любой стоимости воды
выгоднее испарительного или кожухотрубного с градирней
В крупных ^установках A млн. ккал/ч) воздушное
охлаждение экономичнее водяного при стоимости воды выше
0,03 голл. гульдена/м3 (около 0,8 коп/м3) при любых
температурах кипения, числе часов в году и стоимости
энергии. В небольших установках предел стоимости выды
еще более низок.
Учитывалось, что воздушный конденсатор имеет двух-
скоростные электродвигатели вентиляторов.
К. М а ч е к (ПНР) рассмотрел методику оптимизации
элементов холодильной машины и составления
математической модели. Некоторые величины изменяются
непрерывно (разности температур), другие дискретно
(число ходов в аппаратах) в заданных пределах. Большое
влияние на результаты расчета оказывает число часов
работы в году. Например, в машине для охлаждения
рассола поверхность испарителя при работе 200 ч/год должна
быть в 5—7 раз меньше, чем при 8000 ч/год, а часовой
описанный объем компрессора —в 1,5 раза больше.
М. Гутковский (ПНР) исследовал работу
циркуляционных систем в холодильных установках. При
автоматическом пуске компрессоров после каждого
включения давление в системе резко падает, что вызывает
вскипание жидкого аммиака, нарушение работы
циркуляционных насосов и управления уровнем жидкости в
отделителях жидкости. Приводятся рекомендации по отделению
пара от жидкости перед всасывающим патрубком насоса
и по управлению поплавковым регулятором уровня с
помощью невскипающей жидкости (масла).
К. Сандерс (Голландия) изучал процессы
оседания инея на плоской холодной поверхности. Тепловой
поток измерялся по градиенту температуры в плите,
отделяющей поверхность теплообмена от холодного
теплоносителя. Количество осевшего инея определяли по
поглощению радиоактивного излучения. Для этого в
центральной части теплопередающей поверхности была впаяна
заподлицо с ней серебряная пластинка, содержащая бета-
радиоактивный элемент. Над пластинкой располагали
счетчик. Логарифм отношения интенсивностей излучения
через слой инея и без него пропорционален количеству
инея (кг), осевшего на единице поверхности. При
количестве инея 0—0,25 кг/м2 применялся прометий 147, при
0,20—1,0 кг/м2— таллий 204.
Температура в слое инея измерялась термопарами
толщиной 0,05 мм, расположенными на разных расстояниях
над поверхностью теплообмена. Наблюдение с помощью
микроскопа позволяет определить толщину и
шероховатость слоя инея.
Приведены графики зависимости шероховатости,
плотности, интенсивности тепло-и массообмена от толщины
слоя инея в пределах 0,1—2 мм при температурах стенки
—11-г—22° С, воздуха 0~ 10° С при различной его
влажности.
Обзор подготовил канд. техн. наук Б. С. ВЕЙНБЕРГ
ЛЛ/\ЛЛЛЛ/\Л/\Л/\Л/\ЛЛЛ/\/\АЛ/\ЛА^ ЛЛЛАААЛЛЛЛЛЛЛЛ/>АЛУ\ЛЛЛЛЛЛЛЛ/4
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ! Журнал «Холодильная техника» распространяется только по подписке!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал с первого
номера 1972 г., могут подписаться в местных отделениях связи и пунктах
подписки «Союзпечать» с любого последующего номера журнала и на
любой срок в пределах календарного года.
59

НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Электрический терморегулирующий вентиль
Заполнение испарителей фреоновых холодильных
установок регулируется в основном терморегулирующими
вентилями. Американской фирмой «Контролз компания
разработан новый электрический терморегулирующий
вентиль ЭТРВ, техническая характеристика которого
приведена ниже.
Напряжение на нагревателе, В 24
Номинальная мощность, Вт 4,8
Сопротивление, Ом
нагревателя 70
термистора 50
Угол конусности иглы, ° 90
Холодильный агент Фреон-12
Температура, °С
конденсации 54
кипения 4
Падение давления, кгс/см2 160
Перегрев, °С 0
Вентиль представляет собой клапан, игла которого
перемещается под действием биметаллической мембраны.
Прогиб мембраны изменяется в зависимости от силы
проходящего тока. Клапан открывается на полный проход
примерно через 1 мин после подачи напряжения (при
температуре окружающего воздуха около 20° С). При
отключении тока клапан закрывается.
Являясь регулятором пропорционального действия,
вентиль имеет малый гистерезис.
Давление в системе почти не влияет на работу вентиля.
Это позволяет использовать его при любом направлении
потока жидкости (в выпускаемых вентилях жидкость
подается на копан) и различных фреонах.
Напряжение, подаваемое на ЭТРВ, регулируется
датчиками температуры (термисторами) или давления. В
зависимости от этого вентиль может выполнять различные
функции (рис. 1).
Регулирование перегрева. Чувствительным элементом
з этом случае является термистор, который вставляется в
штуцер диаметром б мм, расположенный на всасывающей
линии непосредственно на выходе из испарителя, и
включается последовательно с нагревателем (биметаллической
мембраной), установленным в регулирующем клапане.
При изменении сопротивления термистора изменяется
сила тока в нагревателе. Насыщенный или перегретый пар
плохо отводит тепло от термистора, в результате чего он
нагревается и его сопротивление падает, сила тока
увеличивается и клапан открывается. При прохождении
насыщенного пара с каплями жидкости термистор резко
охлаждается и клапан начинает закрываться. При
дальнейшем увеличении влажности пара клапан закроется.
Температура пара на работу вентиля почти не оказывает
влияния, он реагирует только на изменение влажности.
Регулирование давления. Электрические вентили можно
использовать как регуляторы давления в любой точке
системы, в частности, в конденсаторе. Для этого в цепь
нагревателя включаются датчики температуры кипения
или давления.
Регулирование перегрева с ограничением давления»
С помощью вентиля можно регулировать перегрев и
одновременно поддерживать давление в заданных пределах.
Для этого датчик высокого давления устанавливается
последовательно с нагревателем. При чрезмерном
повышении давления цепь разрывается и клапан закрывается.
Датчик низкого давления подключен параллельно термисто-
ру. Когда давление снижается ниже допустимого, контакты
прибора, содержащего этот датчик, замыкаются и
термистор шунтируется, что приводит к увеличению силы тока в
нагревателе. Клапан открывается. Таким образом, прибор
поддерживает нулевой перегрев, пока давление в
испарителе находится в заданных пределах.
Кроме того, в цепи нагревателя можно установить
ручной или автоматический выключатель, что позволяет
при необходимости перекрыть жидкостную линию. Однако
надо иметь в виду,чтопри окружающей температуре более
42° С клапан начнет приоткрываться.
Использование ЭТРВ в тепловом насосе. Поскольку на
работу ЭТРВ не влияет направление потока
холодильного агента, его можно использовать в машинах,
работающих в режиме теплового насоса.
На рис. 2, а термистор находится между четыреххо-
довым клапаном и компрессором, т. е. поддерживает
нулевой перегрев на том участке трубопровода, который
остается всасывающим при любом положении этого
клапана, что позволяет обойтись одним вентилем ЭТРВ и
исключить из схемы обратные клапаны.
Чтобы поддерживать нулевой перегрев непосредственно
на выходе из испарителя, функцию которого выполняет
либо внутренний, либо наружный змеевик,
устанавливаются последовательно два вентиля ЭТРВ (рис. 2, б).
Один вентиль регулирует нулевой перегрев, а другой
(термистор которого находится между компрессором и
внешним змеевиком и омывается горячим паром) —
полностью открыт. При переключении четырехходового
клапана функции этих вентилей меняются.
Рис. 1. Схемы применения
электрического терморегулирующего
вентиля;
регулирование перегрева (а),
давления (б) и перегрева с ограничением
давления (в):
1 — ЭТРВ; 2 — испаритель; 3 —
термистор; 4—конденсатор; 5—
компрессор; 6 — датчик давления; 7 —
датчики высокого и низкого давления.
60

/1
(^
-Л
Рис. 2. Регулирование перегрева в тепловом насосе; а —- с одним ЭТРВ; б — с двумя ЭТРВ:
1, 3, 5 — обозначения те же, что и на рис. 1; 2, 4 — соответственно внутренний и наружный змеевики;
6 — четырехходовый клапан.
На рис. 3 показана характеристика ЭТРВ.
Линия максимального подъема клапана /*тах
показывает напряжение нагревателя V и высоту подъема
клапана h при различных температурах кипения t0,
когда термистор омывается паром. Эта линия настолько
полога, что изменение температуры в испарителе почти не
влияет на высоту подъема. Линия минимального подъема
клапана hmin показывает высоту подъема, когда термистор
омывается жидким агентом. По этим линиям можно
определить пределы напряжения и высоту подъема клапана при
переходе холодильного агента из парообразного состояния
в жидкое при одной и той же температуре.
Рис. 3.
25' В0,тыс.шл/ч
Характеристика электрического терморегулирую-
щего вентиля.
Положение и наклон линий максимального и
минимального подъема клапана зависят от характеристик термистор а,
который тщательно подбирается для того, чтобы ЭТРВ
можно было использовать в широком диапазоне температур.
Кривые Q0 позволяют определить производительность
ЭТРВ в зависимости от высоты подъема клапана и диаметра
проходного сечения d.
Например, если термистор омывается паром (точка
А"), то при температуре кипения 8° С высота подъема
клапана с диаметром проходного сечения 3,2 мм будет
равна 0,72 мм, а холодопроизводительность (точка Б")—
20,2 тыс. ккал/ч. Если же термистор омывается жидкостью
(точка А'), то высота подъема клапана 0,33 мм, а
холодопроизводительность (точка Б') 10,8 тыс. ккал/ч.
Вследствие значительной инерционности нагревателя
ЭТРВ не успевает следить за быстрым изменением
сопротивления термистора и положение его соответствует
средней тепловой нагрузке.
Вентиль регулируют так, чтобы при температуре
термистора 24° С и без подачи напряжения клапан был
закрыт. Так как температура холодильного агента обычно
ниже 24° С, то клапан начинает открываться при
определенном напряжении на термисторе.
На работу вентиля влияют различные помехи.Например,
при повышении температуры среды, окружающей клапан,
он приоткрывается, так как теплоотдача наружу от
нагревателя уменьшается. Однако в связи с увеличением
подачи холодильного агента термистор охлаждается и
клапан снова занимает почти прежнее положение.
Новый прибор имеет ряд преимуществ перед обычным
ТРВ. Капиллярная трубка, термопатрон и
уравнительная трубка отсутствуют, что упрощает конструкцию
прибора.
ЭТРВ реагирует на значительно меньшие изменения
перегрева, чем ТРВ, и его работа не зависит от изменения
рабочих условий.
Вследствие инерционности нагревателя вентиль
закрывается не сразу, поэтому давление в конденсаторе и
испарителе после остановки компрессора успевает
выравниваться, что облегчает последующий пуск. Подключив
вентиль на это время к другому источнику тока, можно
остановить его полностью или частично открытым в
течение всего нерабочего периода.
Alan A. Matthis. Thermal-electric
valve. «ASHRAE Journal», 1968, № 1.
expansion
3. В. КАНТОРОВИЧ, Б. К. ЯВНЕЛЬ

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
681.1/.4:621.565
Новые фреоновые манометры
и мановакуумметры для холодильных установок
КБ «Теплоконтроль» (г. Казань) разработало новые
фреоновые манометры и мановакуумметры с
дополнительными температурными шкалами типов ОБ Ml-100 бф,
ОБМВ1-100 бф, МТПСд-100/2 и МВТПСд-100/2,
габаритные и присоединительные размеры которых
представлены на рисунке.
Манометры и мановакуумметры ОБМ1-100 бф и
ОБМВ 1-100 бф серийно изготовляются Томским
манометровым заводом в обычном, экспортном и
экспортно-тропическом исполнении. Они предназначены для
общепромышленных холодильных установок взамен приборов
типа МТК.
PW0
50
Габаритные и присоединительные размеры приборов
ОБМ1-100бф,ОБМВ1-100бф, МТПСд-100/2 и МВТПСд-100/2
Приборы МТПСд-100/2 и МВТПСд-100/2,
находящиеся в стадии освоения, будут изготовляться в брызго-
защищенном исполнении; устойчивы к воздействию
морского тумана, пригодны для работы в тропическом кил-
мате и предназначены для судовых холодильных
установок.
Приборы сохраняют работоспособность при
кратковременных и длительных (период 7 — 9 с) наклонах в
любую сторону на 45° относительно вертикали.
Техническая характеристика новых фреоновых
манометров и мановакуумметров приведена в таблице.
Основные
технические данные
Пределы
измерения давления,
кгс/см2
Рабочая среда . .
Диаметр
манометра, мм . . .
Класс точности
Окружающие
условия
температура
воздуха, °С
относительная
влажность, %
Срок службы, лет
(не менее) . . .
•&
VO
О
,-,
g
tQ
О
0—25
•е-
о
о
J,
РЭ
?
IQ
О
— 1-5-0-М 5
— l-f-0—2 4
Фреоны-12 , 13, 22,
142,
100
1,5; 2,5
-50-Г-+60
До 80
6
502
100
1,5; 2,5
—50-5-4-60
До 80
6
(N
О
О
сС
и
С
н
?
0 — 25
0/2
о
5
с
н
CQ
?
— 1-S-0-M5
— 1-5-0-5-24
Фреоны-12, 22, 142
100
1,5; 2,5
—504-4-60
До 80
2
100
1,5; 2,5
-50-5-4-60
До 80
2
Пример условного обозначения при заказе
ОБМВ 1 -1 ООбф х 15—1,5—Ф12 ТУ 25—03—28—70.
Мановакуумметр в корпусе диаметром 100 мм на предел
измерения —14-0 — 15 кгс/см2, класс точности 1,5 для
фреона-12.
МТПСд-100/2 х 25—1,5— Ф22 ГОСТ 12733—67.
Манометр в корпусе диаметром 100 мм на предел измерения
25 кгс/см2, класс точности 1,5 для фреона-22.
Ю. М. ВОРОБЬЕВ — ВНИИхолодмаш,
Г. И. ОХОТНИКОВ — КБ «Теплоконтроль»

РЕФЕРАТЫ
628.84
Повышение технико-экономических показателей систем
кондиционирования воздуха. КОКОРИН О. Я-
«Холодильная техника», 1972, № 3.
Указаны основные направления в разработке новых
схем кондиционирования воздуха. Рассмотрены методы
уменьшения установочной мощности холодильных машин.
Описаны схемы кондиционера^ с концевым доводчиком
компрессионной холодильной машиной, схема обработки
приточного воздуха с использованием вращающегося
регенеративного воздухо-воздушного теплообменника, схема
системы кондиционирования с использованием
регенеративного воздухо-водяного теплообменника в первичном
кондиционере, а также схема единого центра снабжения
горячей и холодной водой в г. Ташкенте. Иллюстраций 4.
621.572.004.12.001.24:681.14
Применение ЭВМ для расчетов характеристик
холодильных машин. КАЛНИНЬ И. М. «Холодильная
техника», 1972, № 3.
Приводятся основные положения программы для
определения с помощью ЭВМ и оптимизации внешних
характеристик холодильных машин с центробежными
компрессорами. Методика составления программы принципиально
справедлива для холодильных машин с^ компрессорами
любого типа. Иллюстраций 4.
621.572.001.4:629.1—444
Исследование работы холодильной машины пятива-
гонной рефрижераторной секции на бинарных смесях.
ГУДИМОВА Н. П., ГАСПАРОВ А. Б., ИЛЬИН А. Я.
«Холодильная техника», 1972, № 3.
Описаны испытания серийной транспортной
холодильной машины на смеси фреонов-12 и 22 в целях повышения
эффективности использования холодильных машин на
железнодорожном рефрижераторном транспорте. Таблиц 1.
Библиографий 6. Иллюстраций 2.
621.572:621.892.092
Эксплуатационные испытания судовых аммиачных
холодильных машин на опытных сернистых маслах ХА-23
и ХА-30. БЕЛЬГАНОВИЧ В. И., КОСТЮК В. В., ШИ-
ШИГИН А. А. «Холодильная техника», 1972, № 3.
Описаны результаты эксплуатационных испытаний
судовых аммиачных компрессоров ДАУ-50 и ДАУ-80 на
опытных сернистых холодильных маслах ХА-23 и ХА-30,
изготовленных из смеси малосернистой и высокосернистой
нефти. Установлено, что по противоизносным свойствам
эти масла идентичны маслам ХА-23 и ХА-30 (ГОСТ 5546—
66) и значительно превосходят масла ХА (ГОСТ 5546—
66) и «Веретенное-2» (ГОСТ 1707 — 51). Содержатся
рекомендации по применению опытных масел в судовых
компрессорах. Таблиц 1. Иллюстраций 4.
621.57.041-213.3:621.564.25
Исследование процессов изнашивания деталей
фреоновых герметичных компрессоров. ХАРМАЦ Б. И., ЭЛЬ-
КИН И. А., БОГАТИКОВ О. Г. «Холодильная техника»,
1972, № 3.
Приведены результаты исследований процессов
изнашивания деталей герметичного фреонового компрессора
при его испытаниях в течение 10000 ч. Определена
интенсивность изнашивания во времени, установлены
зависимость изнашивания от различных факторов и основные
виды изнашивания трущихся поверхностей деталей
компрессора. Изучены изменения шероховатости и
микротвердости трущихся поверхностей в процессе изнашивания.
Таблиц 4. Библиографий 5. Иллюстраций 2.
536.5:621.57
Оптимальные перепады температур в испарителях и
конденсаторах холодильных машин. ГОГОЛИН А. А.
«Холодильная техника», 1972 № 3.
Приведен технико-экономический расчет оптимальных
перепадов температур в испарителях и конденсаторах
холодильных машин. Дана методика расчета и приведены
значения оптимальных перепадов температур,
существенно отличающиеся от общепринятых. Таблиц 2.
Библиографий 8. Иллюстраций 5.
664.8.037.5:546.17
Исследование экспериментальной установки
промышленного типа для замораживания пельменей жидким
азотом. АБРАМОВ Н. Д., ГУРВИЦ В. Г. «Холодильная
техника», 1972, № 3.
Описана конструкция и работа экспериментальной
установки промышленного типа для замораживания
некоторых видов пищевых продуктов жидким азотом на
стальной нержавеющей ленте. Изучены температурные
поля установки и продукта (пельменей) по мере его
продвижения по зонам изотермической камеры. Получена
формула для расчета продолжительности процесса
орошения пельменей жидким азотом по заданной конечной
температуре. Даны некоторые рекомендации, которые
необходимо принимать во внимание при разработке
конструкций аналогичного типа. Иллюстраций 7.
634.13.004.4
Хранение груш в регулируемой газовой среде.
ЖУРАВЛЕВА М. Н., КАКБАЕВА В. И. «Холодильная техника»,
1972, № 3.
Приведены результаты хранения пяти сортов груш,
выращенных в предгорной зоне Кабардино-Балкарской
АССР в регулируемой газовой среде, которая создавалась
в полиэтиленовых контейнерах с газообменной вставкой.
Показано влияние газовой среды на изменение
качества и химического состава плодов, а также на естественную
убыль в процессе хранения. Таблиц 4. Библиографий 3.
Иллюстраций 1.
66.018.4
Материалы для противопожарных поясов
холодильников. ПИРОГ П. И. «Холодильная техника», № 3.
Описаны различные материалы, применяемые для
изготовления противопожарных поясов холодильников.
Отмечено, что перлитогелевые материалы наиболее
перспективны.
66.095.3/.4
Исследование процесса конденсации двухкомпонентной
смеси фреонов-12 и 22. ЧАЙКОВСКИЙ В. Ф.,
СМИРНОВ Г. Ф., ДОМАНСКИЙ Р. А. «Холодильная техника»,
1972, № 3.
Приведены дифференциальное уравнение и граничные
условия для процесса пленочной конденсации бинарной
смеси неподвижного пара на горизонтальной трубе.
Показаны результаты решения уравнения на ЭВМ для смеси
фреонов -12 и 22. Данная методика может быть
использована в расчетах теплового потока и коэффициента
теплоотдачи при конденсации неподвижного пара бинарной
смеси на горизонтальной трубе. Библиографий 10.
Иллюстраций 3.
536.24:621.575
Коэффициент теплоотдачи в оросительном генераторе
абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины.
ДОГОЛЯЦКИЙ В. И. «Холодильная техника», 1972, № 3.
Изложены результаты экспериментального
исследования по определению среднего по всей теплопередающей
поверхности оросительного генератора коэффициента
теплоотдачи со стороны стекающей пленки при кипении
водного раствора бромистого лития. Приведена
эмпирическая формула для расчета среднего коэффициента
теплоотдачи. Таблиц. 1. Библиографий 10. Иллюстраций 3.
63

CONTENTS
M. M. Pozin. Refrigerating Economy of USSR in New Five-
Year Period 1
O. Y. Kokorin. Trends in Improving the Techno-Economic
Parameters of Air Conditioning Systems 5
I. M. Kalnin. Application of Electronic Computers for
Calculating Characteristics of Refrigerating Machines ... 9
N. P. Gudimova, A. B. Gasparov, A. Y. Ilyin. Investigation
of Operation of Refrigerating Machine of Five-Car
Refrigerated Section Working on Binary Mixtures .... 13
V. I. Belganovich, V. V. Kostyuk, A. A. Shishigin. Operation
Tests of Marine Ammonia Refrigerating Machines on
Experimental Sulphurous Oils XA-23 and XA-30 ... 15
B. I. Kharmats, I. A. Elkin, O. G. Bogatikov. Investigation
of Part Wear in Hermetic Freon Compressors 18
A. A. Gogolin. Optimum Temperature Drops in Evaporators
and Condensers of Refrigerating Machines 23
N. D. Abramov, V. G. Gurvits. Investigation of Industrial
Experimental Plant Type for Freezing Meat Dumplings
in Liquid Nitrogen 28
M. N. Zhuravleva, V. I. Kakbayeva. Storage of Pears in
Controlled Atmosphere 33
P. I. Pirog. Materials for Fire-Resistant Belts of Cold Storage
Warehouses 35
ASSISTANCE FOR ECONOMIC EDUCATION
2. E. Fishkin. Management of Refrigerating Enterprises and
Organization of Production Planning 37
FROM DISSERTATIONS
V. F. Chaikovsky, G. F. Smirnov, R. A. Domansky.
Investigation of Condensing Process of Binary Mixture
of Freons 12 and 22 41
V. I. Dogolyatsky. Coefficient of Heat Transfer in Spray
Generator of Lithium-Bromide Absorption Refrigerating
Machine 43
PRACTICE EXCHANGE
V. U. Deyev, I. A. Moshkov, A. E. Plotnikov.
Semi-Automatic Device for Controlling Operation of Refrigerating
Equipment at Test Conveyor 46
E. S. Pitonov, V. A. Timoshin. System of Smooth Air
Temperature Control in Thermal Chamber 48
<j. L. Shikhov. Repair of Compressor Valve Sockets . . . 49
CONSULTATIONS
Л1. N. Merteshov, A. I. Balandin. Application of Standard
Parts in Insulating Constructions 50
New Inventions 53
BOOK REVIEW
D. N. Prilutsky. Dissertations on Refrigerating Engineering
and Technology in 1969-1970 55
OBITUARIES
M. G. Dick 57
О. М. Dezent 57
AT INTERNATIONAL INSTITUTE OF REFRIGERATION
B. S. Weinberg. Papers of Commission 3 at XIII International
Congress of Refrigeration 58
FOREIGN TECHNICAL NEWS
Z. V. Kantorovich, В. К. Yavnel. Electric Thermostatic
Expansion Valve 60
REFERENCE DATA
U. M. Vorobyev, G. I. Okhotnikov. New Freon Pressure
Gauges and Pressure Vacuum Gauges for Refrigerating Plants 62
Summaries 63
СОДЕРЖАНИЕ
M. M. Позин. Холодильное хозяйство СССР в новой
пятилетке 1
О. Я. Кокорин. Повышение технико-экономических
показателей систем кондиционирования воздуха ... 5
И. М. Калнинь. Применение ЭВМ для расчетов
характеристик холодильных машин 9
Н. П. Гудимова, А. Б. Гаспаров, А. Я. Ильин.
Исследование работы холодильной машины пятивагон-
ной рефрижераторной секции на бинарных смесях 13
В. И. Бельганович, В. В. Костюк, А. А. Шишигин.
Эксплуатационные испытания судовых аммиачных
холодильных машин на опытных сернистых маслах
ХА-23 и ХА-30 15
Б. И. Хармац, И. А. Элькин, О. Г. Богатиков.
Исследование процессов изнашивания деталей
фреоновых герметичных компрессоров 18
A. А. Гоголин. Оптимальные перепады температур в
испарителях и конденсаторах холодильных машин 23
Н. Д. Абрамов, В. Г. Гурвиц. Исследование
экспериментальной установки промышленного типа для
замораживания пельменей жидким азотом 28
М. Н. Журавлева, В. И. Какбаева. Хранение груш
в регулируемой газовой среде 33
П. И. Пирог. Материалы для противопожарных поясов
холодильников 35
В помощь экономическому образованию
3. Е. Фишкин. Управление холодильными
предприятиями и организация планирования производства 37
Из диссертационных работ
B. Ф. Чайковский, Г. Ф. Смирнов, Р. А. Доманский.
Исследование процесса конденсации двухкомпонент-
ной смеси фреонов-12 и 22 41
В. И. Доголяцкий. Коэффициент теплоотдачи в
оросительном генераторе абсорбционной бромистолитие-
вой холодильной машины 43
ОБМЕН ОПЫТОМ
В. Ю. Деев, И. А. Мошков, А. Е. Плотников.
Полуавтоматическая стойка для контроля работы
холодильного оборудования на испытательном конвейере 46
Е. С. Питонов, В. А. Тимошин. Система плавного
регулирования температуры воздуха в термокамере 48
Г. Л. Шихов. Ремонт розеток клапанов компрессоров 49
КОНСУЛЬТАЦИЯ
М. Н. Мертешов, А. И. Баландин. Применение
типовых деталей изоляционных конструкций 50
Новые изобретения 53
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Д. Н. Прилуцкий. Диссертации в области холодильной
техники и технологии за 1969—1970 гг 55
НЕКРОЛОГИ
М. Г. Дик 57
Г. М. Дезент 57
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Б. С. Вейнберг. Доклады на 3-й комиссии XIII
Международного конгресса по холоду 58
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
3. В. Канторович, Б. К. Явнель. Электрический тер-
морегулирующий вентиль 60
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Ю. М. Воробьев, Г. И. Охотников. Новые фреоновые
манометры и мановакуумметры для холодильных
установок • 62
Рефераты 63
Редакционная коллегия: В. Ф. Лебедев (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного
редактора), Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, В. А. Дедух, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С, Мартынов, проф.
В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, проф. Г. Б. Чижов, А. П. Шеффер.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12. Телефон 250-00-34 доб. 49
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Издательство «Пищевая промышленность»
Т-02535 Сдано в набор 12/Ц-1972 г. Подп. к печ. 7/Ш-1972 г. Объем 4 п. л. Уч.-изд. л. 8,33 Усл. л. 6,72
Формат 84х 108Vie Тираж 17400 Заказ 107 Цена 50 коп.
Чеховский полиграфкомбинат Главполнграфпрома Комитета по печати при Совете Министров СССР
г. Чехов, Московской области