ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
холодильная
техника
12/1979
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Филиппов В. Д. Совершенствование хозяйственного
механизма 2
Шмуйлов Н. Г,, Вольных Ю. А., Розенфельд Л» М,,
Доголяцкий В. И. Исследование абсорбционных бро-
мистолитиевых холодильных машин АБХА-2500 в
ленинградском объединении «Светлана» 7
Канышев Г. А., Чистяжов Ф. М, Коэффициент подачи
винтового фреонового маслозаполненного компрессора 12
Боришанская А. В» О теплоотдаче при кипении фреонов
на поверхностях с пористыми металлическими
покрытиями _ 17
Гаврилкин В. П., Каппель А, С.» Некрасов В. П.,
Широков А, А. Повышение эффективности теплообмена
фреоновых испарителей 20
Шевандин М. А., Курбан В, Д. Методика расчета
надежности приборов защитной автоматики
рефрижераторного подвижного состава 24
Гамиров В. И,, Миролюбова 3. А., Панфилова Э. П.»
Пашкевич М. Ю„ Богородская Е. П. О
совершенствовании теплоизоляционных конструкций «сэндвич»
отечественных рефрижераторных вагонов 30
Возаков Ю. Г.» Балобаев Н. И., Пуш А» Промысловые
испытания холодильных установок на
учебно-производственном судне «Призвание» 34
Латышев В. П., Агафонычев В. П, Метод расчета
продолжительности сублимационной сушки творога 38
Воробьев В, Ф., Метлицжий 3. А,, Высоцкая О. М.»
Моисеева Н. А. Влияние обработки плодов яблони
кальцием на их качество при холодильном хранении 41
ОБМЕН ОПЫТОМ
Ефимов В. А. Использование воздушных конденсаторов
во фреоновых холодильных машинах 44
Воробьев Ю. М.» Ужанский В. С. Применение
турбинных расходомеров для хладагентов 44
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Лукьянов Г. Д. Работа регулирующего вентиля в
качестве дозирующего устройства в насосно-циркуляцион-
ных схемах холодильных установок 47
Гужавин В. М. Эксплуатация холодильных машин и
агрегатов с компрессорами П110 и П220 на пищевых
предприятиях 48
ИЗОБРЕТЕНИЯ 43» 50, 54
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Чумак И. Г., Ларьяновский С. Ю. Полезный справочник
ХРОНИКА
Научная студенческая конференция
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ СТРАНАХ
Шаповаленко М. М. Основные свойства ограждающих
конструкций «сэндвич» изотермических вагонсв,
поставляемых ГДР
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Розенфельд Ф. 3., Рудаков Е. И.
реле уровня ПРУ-5М
Содержание журнала «Холодильная
1979 год
РЕФЕРАТЫ
Полупровод яиковое
техника» за
49
51
52
55
57
¦>.
CONTENTS
Pllippov ?, D, Improvement of Economic Mechanism
Shrautiov N. G., Volnykh U. A.» Rosenfeld L. M., Do- 2
?ol f »ky V, I. Investigation of Lithium Bromide
Absorption Machines ABHA-2500 at Leningrad
Association «Svetlana» 7
Kanyshev G. A,, Chlstyakov F. M. Volumetric Coefficient
of Freon Oil-Flooded Screw Compressor 12
Borisfaanskaya A. V. Heat Transfer at Boiling of Freon
on Surfaces with Porous Metal Coating ' 17
Gavrilkin ?. P., Kappel A. S., Nekrasov V. P.» Shiro-
kov A, A. Increase of Effectiveness of Freon Evaporator
Heat Exchange 2 0
Shevandin M. A.» Kurban ?. D. Method of Calculating
Reliability of Safety Automatic Devices for Refrigerated
Rolling Stock 2 4
Gamirov ?. I., Mlrolyubova Z, A., Panfilova E. P.,
Pashkevlch M. U., Bogorodskaya E, P. Improvement
of Thermal Insulating Constructions «Sandwich» for
Soviet Refrigerated Railcars 30
Vozakov U. G., Balobayev N. I., Push A. High-Sea
Testing of Refrigerating Plants Aboard Training-Production
Vessel «Prizvaniye> 34
Latyshev V» P.» Agafonyenev V. P. Method of
Calculating Duration of Sublimation Drying of Cottage Cheese 38
Vorebyev ?. F., Metlitsky Z. A., ?ysotskaya О. М»
Molseyeva N, A. Influence of Treating Apple Tree Fruit
with Calcium on Their Quality During Refrigerated
Storage ' " 41
PRACTICE EXCHANGE
Eflmov V. A. Utilization of Air-Cooled Condensers in Freon
Refrigerating Machines 44
Vorobyev U. M.f Uzhansky ?, S. Utilisation of Turbine
Flow Meters |for Refrigerants 44
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Lukjanov G. D. Operation of Expansion Valve as Metering
Device in Pump-Circulation Circuits of Refrigerating
Plants 47
Guzhavin ?. M. Operation of Refrigerating Machines and
Units with Compressors PI 10 and P220 at Food Enter
prises 48
INVENTIONS 43, 50, 54
BOOK REVIEW
Chumak I. G., Laryanovsky S. U. Useful Handbook 49
MISCELLANY
Scientific Student Conference 5!
IN SOCIALIST COUNTRIES
Shapovalenko M. M. Basic Properties of Insulating
Constructions «Sandwich» in Isothermal Railcars Supplied
by GDR FF 52
REFERENCE DATA
Rosenfeld F. Z., Rodakov E, I. Semiconductor Level Relay
PRU-5M 55
Contents of Journal «Kholodllnaya Tekhnika in 137 9 57
63
SUMMARIES
© Издательство «Пищевая промышленность:*, «Холодильная техника», 1979 г.

УДК 621.575.001,5:628.84:621.382D70.23)
Исследование абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин
АБХА-2500 в ленинградском объединении «Светлана»
Канд. тежн. наук Н. Г. ШМУЙЛОБ. Ю. А. ВОЛЬНЫХ,
д-р техн. наук» проф. Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД
ВНИИхолодмаш
Канд. техн. наук В» И. ДОГОЛЯЦКИЙ
Балашихинское СПНУ треста «Оргхим»
Для централизованного холодоснабжения систем
кондиционирования воздуха цехов в
ленинградском объединении электронного
приборостроения ' «Светлана» применяются
абсорбционные бромистолитиевые холодильные машины
АБХА-2500, серийно выпускаемые заводом
«Пензхиммаш». Потребителями холода
являются поверхностные кондиционеры. Первая
машина холодильной станции была пущена в
1976 г., в настоящее время в эксплуатации
находятся три машины.
Схема холодоснабжения системы
кондиционирования воздуха одноконтурная замкнутая.
«Точка росы» регулируется изменением расхода
охлаждающей воды через воздухоохладители.
Для поддержания оптимального расхода воды
через испарители при изменении нагрузки
воздухоохладителей предусмотрена байпасная
линия с клапаном. Хладоноситель — химически
очищенная умягченная вода. Подпитка системы
осуществляется через расширительный сосуд.
Для теплоснабжения холодильной станции
используют пар давлением 0,3—0?7 МПа от
котельной. Чтобы исключить колебание режима
работы холодильных машин при изменении
давления греющего пара в сети или холодопотреб-
ления предусмотрена система стабилизации
давления пара перед регулирующими клапанами
в пределах 0,12—0,19 МПа с точностью
±0,005 МПа. ^ Предохранительный клапан
паровой системы отрегулирован на давление
начала открытия 0,2 МПа.
Конденсат, водяного пара ^собирается в бак
емкостью 20 м3 и конденсатными насосами
откачивается в котельную.
В летние месяцы расход пара на
технологические нужды становится значительно|меныпеэ
увеличение загрузки котельной в этот период
повышает КПД котельного агрегата и ведет к
снижению себестоимости пара.
Тепло абсорбции и конденсации отводится
охлаждающей водой оборотной системы,
включающей вентиляторные градирни с емкостью для
воды и насосно-фильтровальную станцию.
Подпитка системы оборотного водоснабжения
осуществляется речной водой из Невы.
В начальный период эксплуатации
холодильной станции на линии подвода охлаждающей
воды не# было фильтров, вследствие чего быстро
загрязнялись водоохлаждаемые аппараты и
значительно снижалась холодопроизводительность
машин. После установки фильтров загрязнение
теплообменных аппаратов уменьшилось. Однако
отсутствие химической очистки оборотной воды
от микрофлоры и загрязнение речной воды,
особенно в период паводков, снижает
холодопроизводительность. Для улучшения качества
оборотной воды намечается установить
самоочищающиеся фильтры, изготавливаемые заводом
«Пензхиммаш».
Холодильные машины размещены в здании
из стеклоблоков с перекрытием из легких плит,
которые опираются на металлическую
конструкцию опор площадок обслуживания. Здание
оборудовано системой дежурного отопления, с
помощью которой зимой внутри помещения
поддерживается температура не ниже 5 °С.
Размещение агрегатов в закрытом помещении
улучшает условия обслуживания и ремонтных работ.
Вне здания на открытой площадке находятся
конденсатный бак и узел приготовления и
хранения раствора, состоящий из двух емкостей
по 25 м3.
Д холодильной станции подведены следующие
линии: азота давлением 0,15 МПа от заводской
сети; дистиллята от станции приготовления
дистиллированной воды; сжатого воздуха
давлением 0?4—0,5 МПа для КИША.
Ниже рассмотрены особенности рабочих
процессов машин АБХА-2500 и результаты
проведенных теплотехнических испытаний.
На рис. 1 представлена принципиальная
схема машины, а на рис. 2 — действительные
процессы в диаграмме концентрация-энтальпия.
Хладагент (вода) кипит в испарителе при
давлении р& (см. рис. 2). Пары хладагента
поступают в абсорбер и абсорбируются раствором,
орошающим трубный пучок. Упругость паров в
абсорбере рл ниже, чем в испарителе, на
величину дроссельных потерь в соединительном
тракте между аппаратами. Крепкий раствор
охлаждается в теплообменнике (процесс ¦ 4—8),
а затем в поддоне абсорбера смешивается' в
соотношении 1:3с частью слабого раствора
(точка смешения 9 лежит на прямой, проходящей
через состояния исходных смесей). Трубный
пучок абсорбера орошается смешанным раствором
с помощью отдельного насоса.
1

-Крепкий рост Вор
шСмвшанный. растЬ
-Слабый раствор
-Хладагент
¦Паровоздушная смесь
-h—Водяной пар
-w—Охлаждающая бода
s —Охлаждаемая Soda
Рис. 1. Принципиальная схема машины АВХА-2500:
1 —- конденсатор; 2 — генератор; 8 — регулирующий вентиль;
4 — расходомер; 5 — эжектор; 6 — воздухоотделитель; 7 —
испаритель; 8 — абсорбер; 0 — подогреватель слабого
раствора; 10 — переохладитель смешанного раствора; 11 —
теплообменник растворов; 12 — насос смешанного раствора; J3 —
насос слабого раствора; 14 — насос рециркуляционной воды;
15 — термометр; 16 — вакуум-насос.
Особенностью схемы машины АБХА-2500
является наличие теплообменной группы,
включающей, кроме теплообменника растворов, еще
переохладитель смешанного раствора и
подогреватель слабого раствора.
Смешанный раствор, как правило, перегрет
относительно своего равновесного состояния.
Дросселирование и распыление его
сопровождается парообразованием, при этом состояние
раствора приближается к равновесному
(точка 10). Переохладитель смешанного раствора
предназначен для снятия перегрева раствора,
его переохлаждения (процесс 9—9') и
осуществления в зоне распыления адиабатно-изобарной
абсорбции (процесс 9—10"), при которой часть
паров хладагента поглощается
переохлажденным раствором,
В неадиабатном процессе абсорбции на
трубном пучке абсорбера происходит насыщение
раствора. Состояние его в конце процесса
абсорбции (точка 2) отличается от равновесного
на величину недонасыщения раствора Д?а,
которая зависит от конечной скорости процесса
абсорбции, потерь давления хладагента и
влияния неконденсирующихся газов.
Рис, 2. Действительные процессы б диаграмме
концентрация-энтальпия,
Подогреватель слабого раствора предназначен
для защиты от кристаллизации крепкого
раствора на холодном конце теплообменника растворов
в весенне-осенний период, когда температура
охлаждающей воды весьма низкая, 18—22 °С
В этом случае температура слабого раствора на
выходе из абсорбера также понижена, что со»
здает условия для кристаллизации
раствора при работе на высоких концентрациях
крепкого раствора. Чтобы это предотвратить,
холодный слабый раствор предварительно
подогревается в подогревателе обратным потоком
греющей среды, в данном случае конденсата.
После подогревателя (состояние 2') слабый
раствор поступает в теплообменник, где нагревается
.встречным потоком крепкого раствора (процесс
2f~7), и направляется на выпаривание в
генератор.
Процесс в генераторе протекает при давлении
конденсации /?к, которое зависит от температуры
охлаждающей воды. Однако гидростатическое
давление столба жидкости приводит к перегреву
раствора (состояние 4) относительно своего
равновесного состояния. Потери от перегрева
характеризуются величиной недовыпаривания
раствора Д?г.
Проведенные теплотехнические испытания
машин охватывали значительный период, в
течение которого существенно возросло
термическое сопротивление теплопередаче в абсорбере
и конденсаторе вследствие загрязнения поверх-
8

ностей со стороны охлаждающей воды.
Результаты испытаний дали возможность
проанализировать изменение холодопроизводительности
машин за этот период, а также получить данные»
характеризующие работу переохладителя и
подогревателя растворов.
В процессе испытаний измеряли: температуру
узловых точек цикла; температуру и расход
охлажденной, охлаждающей и греющей сред;
количество циркулирующего хладагента в
системе; концентрацию слабого, смешанного и
крепкого растворов.
Параметры 1
Температура, °С
воды
на входе в испаритель
на выходе из испарителя
на входе в абсорбер
на выходе из абсорбера
на выходе из конденсатора
раствора
слабого на выходе из
абсорбера (точка 2 на рис, 2)
слабого на выходе из
подогревателя (точка 2f)
смешанного на выходе из
абсорбера (точка 9)
смешанного на выходе из
переохладителя (точка 9f)
крепкого на выходе из
генератора (точка 4)
крепкого на выходе из
теплообменника (точка 8)
кипения в испарителе
конденсации
Упругость паров, кПа
в испарителе
в генераторе
Давление греющего пара, кПа- 10^s
Расход
греющего пара, т/ч
воды, м3/ч
охлажденной в испарителе
охлаждающей при
последовательной подаче в абсорбер и
конденсатор
Концентрация раствора, %
слабого
смешанного
крепкого
Холодопроизводительность, кВт
Тепловая нагрузка, кВт
абсорбера
конденсатора
генератора
подогревателя
переохладителя
Потери цикла, %
недонасыщение раствора в
абсорбере
недовыпаривание раствора в
генераторе
Тепловой коэффициент
Коэффициент теплопередачи»
Вт/(м*.К)
испарителя
абсорбера
конденсатора
генератора
теплообменника растворов
/ j
13,5
8,2 |
23,0 j
28,4 |
32
32,5
43
40
—
89
59
6,5
35,0
0,965
6,13
1,15
6,5
500
745
56,2
57,4
61,5
3085
4680
3120
4010
238
1 __
0,2
2,9
0,74
1520
1 710
| 1900
| 545
! 370
ii !
11,8
6,6 1
22,6 1
27,6
31,3
34,4
42,5 j
40
—
89,5
58,5
5,2
34,5
0,865
5,86
1,1
6,4
500
740
57,1
58,1
61,8
3025
4300
3190
4070
280
—
0,1
2,8
0,74
1660
657
| 1850
510
! 413
///
13,6
8,4 |
21,0
26,3
30,5
38,5
46
41,5
—
91,2
62
6,4
36,2
0,960
6,53
1,25
6,7
500
700
57,8
58,5
62,1
3025
4320
3420
4240
274
~—
0,1
2,5,
0,71
1390
450
1230
505
440
• IV
10,9
6,3
20,3
25,3
29,3
37,6
44s5
41
— !
90,5
61,2
4,5
35,3
0,840
¦ 5,86
1,2
6,2
510
700
58,7
59,4
62,4
2735
| 4070
3260
[ 3940
264
—
0,1
3,2
0,7
1400
420
1630
470
440
V
12,2
7,2 !
20,9 !
27,0
31,6
41,7
49 J
46,8
—
100,2
69,2
5,6
39,0
0,905
7,8
1,71
7,0
520
630
61
62
64,6
3025
4470
3380
| 4380
| 340
1 __
0,4
2,6
j 0,69
! looo
365
! 980
535
j 465
VI 1
11,8
7Э0
21,5
27}4
31,9
41,8
49,5
47,0
-— 1
101,5
70
5,5 !
39,9
0,900
7,8
1,72
6,9
520
630
61,1
62,1
64,6
2910
4330
; ззоо
4300
334
—
! 0,4
3,1
1 0,68
1570
360
! 910
545
490
VII
12,2
7,1
22,1
27,5
32,1
40,8 |
49,0
45,5
40,1
101,2
68,9
5,4
40,5
0,892
8,0
1,7
6,8
520
620
60,5
61,3
64,3
3085
3900
3320
4240
! 345
700
0,3
3,1
0,72
1550
355
980
540
455
VIII
12,1
7,0
22,5
27,8
32,4
40,8
49,0
46,2
40,7
102
69,3
5,5
40,8
0,892
8,0
1J
7,0
520
620
60,7
61,7
64,6
3085
3830
1 3320
| 4380
340
745
! 0,4
3,1
[0,71
1600
350
880
570
450
2 Холодильная техника Ms 12
s

Температуру измеряли ртутными
лабораторными термометрами с ценой деления 0,1 °С,
расход — камерными диафрагмами,
концентрации — денсиметрами с ценой деления
0,001 г/см3.
Наиболее характерные режимы работы машин
представлены в таблице, где
/—II — чистые поверхности абсорбера и
конденсатора со стороны охлаждающей воды;
III—IV — увеличение термического
сопротивления от загрязнения трубок абсорбера и
конденсатора на 40—50 %;
V—VI — увеличение термического
сопротивления от загрязнения трубок абсорбера и
конденсатора на 30—100 %;
VII—VIII — то же, с переохладителем
раствора.
Характер изменения термического
сопротивления в зависимости от плотности теплового
потока и степени загрязнения внутренней
поверхности труб конденсатора показан на рис» 3
+ #3_ термическое сопротивление от
Н-ЖмЧШ
R--
«и
конденсирующегося пара
1
и загрязненной
трубки R3; ап — коэффициент теплоотдачи от
конденсирующегося пара).
Термическое сопротивление определяли
расчетным путем по экспериментальным значениям
коэффициента теплопередачи - в конденсаторе.
При этом коэффициент теплопередачи со
стороны охлаждающей воды рассчитывали по
известной зависимости Нуссельта
No = 0?023Re°»8Pr°»4e
Увеличение термического сопротивления
трубок конденсатора в результате загрязнения
поверхностей приводило к снижению
коэффициента теплопередачи с 1750-—1850 (при чистых
поверхностях труб) до 900—950 Вт/(м2-К).
Аналогичное влияние на теплопередачу оказывало
загрязнение трубок абсорбера: коэффициент
теплопередачи снижался с 650—700 до 370—
400 Вт/(м2.К).
На рис. 4 представлена основная
экспериментальная характеристика машины — зависимость
холодопроизводительности от концентрации
крепкого раствора при температуре
охлажденной воды 7 °С и охлаждающей воды 22 °С.
Номинальную жолодопроизводительность агрегат
имеет при максимальной рабочей концентрации
крепкого раствора 64,5 %. Сопоставлены
характеристики машины с чистыми поверхностями
(линия 1) и разной степенью загрязнения
(линия 2 и 3). Загрязнение поверхностей и, как
следствие, уменьшение коэффициента
теплопередачи абсорбера и конденсатора в 1,5—
1,8 раза ведет к снижению
холодопроизводительности машины на 20—30 %.
w г
Рис. 8, Зависимость термического сопротивления R
трубок конденсатора от плотности теплового потока q
и степени загрязнения со стороны охлаждающей воды:
I _ загрязненная поверхность; 2 — допустимо загрязненная
поверхность; 3 — чистая поверхность.
59 60 61 62 63 6Ь 4%
Рис. 4. Зависимость холодопроизводительности Q0
от концентрации крепкого раствора |;
1 — чистая поверхность; 2,8 — поверхности с разной
степенью загрязнения; 4* 5 — работа соответственно с
переохладителем и без него,
На рис. 5 приведены спецификационная
характеристика машины (линия 1) по техническим
условиям, устанавливающая зависимость
холодопроизводительности от температуры
охлажденной воды, и соответствующие
зависимости для чистой (линия 2) и загрязненной
(линия 8) машины, построенные по
экспериментальным данным. Спецификационная
характеристика представляет среднюю
жолодопроизводительность, которую дает машина. При снижении
холодопроизводительности более чем на 10—
15 % от спецификационных значений требуется
чистка труб абсорбера и конденсатора.
Для исследования влияния переохладителя
на жолодопроизводительность сопоставлены
режимы работы машин с переохлаждением и без
переохлаждения раствора. Температура
смешанного раствора на выходе из абсорбера пре-
18

МО^кбт
5 6 7 8 t"C
Рис. 5. Зависимость холодопроизводительности Q0 от
температуры воды на выходе из испарителя t82:
1 — спецификационная характеристика; 2 — чистые поверхности
абсорбера и конденсатора; 3 — загрязненные поверхности
абсорбера и конденсатора.
вышала температуру охлаждающей воды на
18—22 °С. Раствор был перегрет относительно
равновесного состояния на 2—5 °С.
В переохладителе смешанный раствор
охлаждается на 5—5?5 °С, при этом снимается
нагрузка 700—800 кВт, что эквивалентно
холодопроизводительности 500—570 кВт.
В переохладителе раствора достигается
эффективный теплообмен, который в 1,5 раза
превосходит теплообмен в оросительном абсорбере.
Сопоставление холодопроизводительности
машины при равных концентрациях раствора с
переохлаждением (см. рис. 4, линия 4) и без его
переохлаждения (линия 5) показывает, что хо-
лодопроизводительность увеличивается на
175 кВт. Однако при этом на 20 % уменьшается
производительность основного абсорбера. Это
позволяет сделать вывод, что переохлажденный
раствор в зоне распыления его над
поверхностью абсорбера недонасыщается хладагентом
и поступает на поверхность в переохлажденном
состоянии (см. рис. 2, точка 10'). Следствием
этого является неэффективная работа верхних рядов
трубного пучка абсорбера, снижающая его
производительность»
Таким образом, адиабатно-изобарный процесс
абсорбции можно считать эффективным
средством повышения холодопроизводительности
машины, но осуществление его требует создания
специальной конструкции абсорбера, в которой
обеспечивался бы свободный доступ паров
хладагента к мелкодисперсной капле
переохлажденного раствора на достаточно коротком пути ее
насыщения 850—400 мм. Такая конструкция
реализована в абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машине АВХА-5000 холодопроиз-
водительностью ^5802 МВт, где удельная
поверхность абсорбера снижена на 35 %.
Работа машин при температуре
охлаждающей воды 18—22 °С и концентрации более 62 %
требует включения в схему подогревателя
слабого раствора во избежание переохлаждения и
кристаллизации крепкого раствора. В
подогревателе слабый раствор нагревается на 7—8,5 °С
(точка 2) и соответственно повышается
температура крепкого раствора на выходе из
теплообменника (точка 8). В результате создается
дополнительная нагрузка на абсорбер от более
горячего крепкого раствора, составляющая
233—290 кВт? или 5—7 % производительности
абсорбера. На выходные характеристики
машины эта дополнительная нагрузка практически
не влияет» Вместе с тем повышение температуры
слабого раствора на выходе из теплообменника
уменьшает затраты тепла на выпаривание
раствора.
Действительный тепловой коэффициент по
результатам испытаний составлял 0,69—0,71, При
расчете теплового коэффициента учитывали толь»
ко тепло конденсации греющего пара. Если
учесть тепло переохлаждения конденсата в
подогревателе, тепловой коэффициент снижается
на 2—3 %, что практически не влияет на
энергетическую эффективность машины, но создает
более благоприятные условия для работы кон-
денсатного насоса.
На основании проведенных теплотехнических
испытаний можно сделать следующие выводы.
За период эксплуатации абсорбционные бро-
мистолитиевые холодильные машины показали
надежную работу.
Важным условием стабильной
холодопроизводительности машин является качество
охлаждающей воды. Холодильная станция с
абсорбционными машинами должна иметь авто-
-номную оборотную систему водоохлаждения с
соответствующей водоподготовкой и
фильтрацией.
Спецификационная холодопроизводительность
машин по техническим условиям равна примерно
среднему ее значению для машин с чистой и
загрязненной со стороны охлаждающей воды
поверхностью.
Переохлаждением смешанного раствора в
переохладителе можно повысить
холодопроизводительность машины, но при этом конструкция
абсорбера должна учитывать специфику
протекания адиабатно-изобарного процесса.
Подогрев слабого раствора при пониженных
температурах охлаждающей воды (менее 22 °С)
позволяет устранить условия кристаллизации
крепкого раствора в теплообменнике и весьма
эффективно работать при высоких
концентрациях раствора.
2*
11

УДК 62 1.514.52.041-9,001.24:621.892.092
Коэффициент порчи винтового фреонового
маслошолненного компрессора
Г 4 КАНЫШЕВ
ВНИИхолодмаш
Д»р тежн, мшщ9 аъ< 4* Ф. М, ЧИСТЯКОВ
МВТУ им, Н. Э. Баумана
Винтовой фреоновый холодильный маслоза-
полненный компрессор (ВМХ К) охлаждается
маслом, предназначенным для холодильных
машин. После подогрева в компрессоре масло из
маслоотделителя, установленного на стороне
нагнетания, предварительно пройдя фильтры и
маслоохладитель» насосом подается в
подшипники, сальник, разгрузочные поршни и в
отсеченные парные полости компрессора. Масло в
компрессоре непосредственно контактирует с
хладагентом. Особенностью этих масел является
их способность образовывать масляные
растворы с фреонами. Масляные растворы в
зависимости от температуры и давления изменяют свои
основные свойства (вязкость v9 концентрацию |,
плотность рм и др.) [4].
Для определения свойств масляного раствора
используют р, t, ?-, v, /?, I, ?-, Р, Р» U 1- и i\ р, t9 ?-
диаграммы равновесного состояния растворов
фреон — масло. С помощью диаграмм можно
определять параметры масляного раствора при
его прохождении через компрессор»
Масло» поступающее в компрессор, участвует
в рабочих процессах ВМХ К. После сальника,
подшипников и разгрузочных поршней
балластное масло поступает во всасывающую полость
компрессора и затем направляется вместе с
хладагентом на сторону нагнетания. В процессе
сжатия они смешиваются с маслом, подаваемым
в отсеченные полости. Масло, помимо отбора
тепла от компрессора, уплотняет рабочие зазоры
между роторамиэ а также между роторами и
цилиндром компрессора. В результате
уменьшаются перетечки газа в отсеченные полости с
меньшим давлением и утечки со стороны сжатия и
нагнетания во всасывающую полость ВМХК.
Объемные потери в ВМХК оцениваются
коэффициентом подачи % по условиям всасывания.
Из уравнений материального и теплового
балансов во всасывающей полости компрессора
выведена формула для определения коэффициента
подачи ВМХК:
^ = -^-=l-A^-AX2-AXJ-AXj-AX0f A)
где Ga — действительная массовая
производительность ВМХК» кг/с;
Gh — теоретическая массовая
производительность ВМХК» кг/с;
А%7а, А%а, ДЯ?, ДЯ,^—-величины снижения коэффициента
подачи соответственно в
результате утечек фреона» влияния
балластного фреона, утечек
масляного раствора и влияния
балластного масляного раствора;
ДХ„ — снижение коэффициента подачи
в связи с увеличением объема»
занимаемого масляным раствором
во всасывающей полости
компрессора.
В уравнении A) объемные потери, связанные с
депрессией на всасывании» приняты равными
нулю.
Снижение -коэффициента подачи в результате
утечек хладагента определяют по формуле:
где vm — удельный объем пара во всасывающем
патрубке компрессора» м3/кг;
Vh ~~"" теоретическая производительность
компрессора, м3/с;
^ве — температура пара во всасывающем патрубке
компрессора, К;
SG^y —суммарная массовая утечка' масла
через щели, кг/с;
g,^ ^_т~:"^~~" — коэффициент, учитывающий измене-
5д1| ние действительной концентрации
фреона в масле при прохождении
через щель;
|д.2|» |R1j — действительные массовые
концентрации до и после щели;
Тм/ —- температура газа и масляного
раствора» поступающего во
всасывающую полость в результате уте-
чек? К (определяется из i, p, T»
?-диаграммы для растворов фреон-
масло с учетом температуры
поверхности роторов);
/ — (!» И» я, г)—-обозначение полости, из которой
происходит утечка [3];
I —A, . . . » 16) —номер щели, через которую
происходит утечка [3].
Снижение коэффициента подачи от утечек
масляного раствора
*Ч = -^тЙ;20-В,-)<4.;iK-Г.), (З)
12

где см, ср-
«удельные теплоемкости масляного
раствора и фреона, кДж/(кг-К);
7^—средняя температура масляного раствора
в конце процесса всасывания» К.
Температуру Т'ш определяют расчетным путем
из теплового баланса во всасывающей полости
компрессора и с учетом неполного теплообмена
между раствором и парами хладагента из-за
малого периода времени процесса и низкого
коэффициента теплопередачи между ними.
Величину утечки по щелям в ВМХК
рассчитывали по методике И. А. Сакуна [3].
Максимальные объемные и энергетические
характеристики ВМХК получают подачей
масляного раствора в количестве GM, превышающем
необходимое для полного уплотнения щелей С?у.
При этом в одноступенчатых ВМХК через щели
протекает в основном масляный раствор.
Коэффициент уплотнения Кш =GJG% в этом случае
будет больше единицы.
, Количество масляного раствора, необходимое
для полного уплотнения щелей в ВМХ К с
количеством зубьев на ведущем роторе Zi=i9
а1 = У.ау
Mi j '
:42>мг/ = 4У?;
Л!*:
ml
D)
где. 2GMf^—-суммарная массовая утечка масляного
раствора через щели в одну парную
полость, кг/с;
qui: —расход масляного раствора через единицу
площади щелевого канала при ламинарном
режиме, кг/(с»м2);
/Щ1-—приведенная площадь щели» м2 [3].
Расход масляного раствора через единицу
площади щелевого канала при ламинарном
режиме определяют по формуле [1]:
Яиц =— h —, E)
24-
и после щели» определяемые из v, /,
g-диаграммы для растворов фреон —
масло по температурам и действительным
концентрациям хладагента в растворе.
На рис. 1 приведена зависимость изменения
уер раствора от давления в компрессоре. С
повышением давления при сжатии растет температура
раствора и концентрация хладагента в
растворе, поэтому величина vcp снижается. Наиболее
высокие значения vcp получены для растворов
с маслами ХС-50 и ХС-40.
Действительные массовые концентрации
фреона в масле определяют по формуле:
1д = 1р^Ср| ¦ F)
где |р —массовая концентрация фреона в масле в
равновесном состоянии (определяется из i, р, Г»
^-диаграммы для растворов фреон —масло);
Яр — коэффициент неравновесности? учитывающий
• динамику процесса взаимодействия фреона
с маслом и их свойства.
Снижение коэффициента подачи из-за влияния
балластного хладагента
А^!
fp6
I a
G%
Vh
m
где Ga —- массовый расход балластного (фреона,
выделившегося из масляного раствора, который
поступил из сальника» подшипников и
масляных поршней» кг/с, равный G^Bl
G^ — количество масляного раствора» поступившего
из сальника» подшипников н масляных
поршней, на практике равно @,6—0,8) Gm;
GM — массовый расход масляного раствора,
поступающего в ВМХК, кг/с, равный GagM;
fм — удельное массовое количество масла»
подаваемого в ВМХК, кг/кг;
В:
ЬД2 '
1-1
Г1г.
>Д1
25 vcp
где Apt — разность давлений до и после щели» Па;
о — высота щели» м;
Ь — глубина щели, м;
vcp ~— средний кинематический коэффициент
вязкости, м2/с
В холодильных винтовых компрессорах
отечественного параметрического ряда величина
6/2S находится в диапазоне 1,4—305.
В связи с тем что масляный раствор течет по
щелям, образованным рабочими поверхностями
роторов, в формуле E) необходимо принимать
среднюю величину кинематического
коэффициента вязкости масляного раствора vcp с учетом
температуры поверхности роторов:
v*i + vn
vcpi
где v2$ и vn — кинематические коэффициенты вязкости
масляных растворов соответственно до
YtfWW/C-
100
90
80
70
60
50
40
50
20
10
\3
\
%}
V
с*
V
- '*s
,
о
X
^3
X
•fts»*^
**»*»
^
"Ъ
=>
ZTZ
tn-zsi-m
tftt'C
1м
X;
¦1*«~,
>•
«- ш и
-35%
в
а
2
Ч
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0J 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 р,МП(Х
Рис. 1. Зависимость коэффициента кинематической
вязкости масляных растворов vcp в ВМХК от
давления р:
— д— _ раствор R22 — масло ХС-50; —О— — раствор R22 —
масло ХС-40; —А — — раствор R22 — масло ХСН-40; —#— —
раствор R22 — масло ХА-30.
13

1д2» 1д1 — Действительные массовые концентрации
фреона в масле соответственно при условиях
нагнетания и всасывания;
?а"~" Действительная температура балластного
фреона в полости всасывания, К*
При работе ВМХК на R22 и масле ХА-30 при
температуре конденсации ^к=30 °С в диапазоне
температур кипения i0=—25 -i 45 °С
значение qM соответственно будет равно 1,2 —
-г- 3,95 кг масла/кг хладагента.
Снижение коэффициента подачи от влияния
балластного масляного раствора
^-^=-<1-в)(^-г-ь (8)
де Т^ — действительная температура ьбалластного мас-
ляного раствора» поступающего в полость
всасывания, К;
Можно принять, что Т^=Тбв.
Действительная температура балластного
фреона, выделившегося из масляного раствора
ВМХК типа ВХ350, на 6—8 °С ниже, чем
определенная по i, py Г, ^-диаграмме для раствора
R22 — масло по давлению и температуре нагне-
т; ник, давлению всасывания в процессе
дросселирования.
На основании расчетного анализа снижение
коэффициента подачи от утечек масла ХС-40
через щели и влияния балластного масляного
раствора при температуре конденсации /к=
=30 °С составляет:
температура кипения tQ9 °C —25 —35 —45
ДЯ,У+ДА,° 0,007 0,013 0,050
Отношение АХ0 суммарного расхода
масляного раствора FMf к теоретическому объемному
расходу компрессора Vh при работе ВМХК на
исследованных режимах было почти
постоянным ^0,010.
Уравнение для определения коэффициента
подачи ВМХК может быть записано в следующем
виде:
1-1- VlBnpfyvBC - у*ВТбЪвс - Уы -
-c;^(i^Bjv(Ty--rM)~cMFM6(i-B)x
х»вс(Уб-7;). (9)
Ту
п
где V^ = -г?- •— относительный объем уте-
h чек масляного раствора;
^пр = ~~§~—массовая доля фреона,
0М выделившегося из
масляного раствора утечек;
Гб=~
гм—-г
0вс:
относительные темпера-
вс туры фреона от утечек,
балластного фреона и
относительная средняя
температура масляного
раствора во всасывающей
полости в конце
процесса всасывания;
Ту — средняя температура
фреона и масляного
раствора от утечек;
— отношение удельных объемов фреона и
масла во всасывающем патрубке ВМХК;
^м "~" относительный объем балластного
масляного раствора;
См
Vm
Г'
Сш __ _~._ отношение удельных теплоемкостей масля-
Р ного раствора и фреона.
Величина Т' при работе ВМХ К в
исследованных режимах на маслах ХС-40, ХС-50 и ХА-30
составила 1,10—1,13, а на масле ХСН-40 была
равна 1,05—1,07.
Величину коэффициента подачи можно
представить также в виде:
•ДА*:
Я^Л
•Щ-
А
VYB T v
VuBT6vBC,
A0)
где Л = 1—Ah - Щ-Mt
При работе ВМХК на R22 и маслах ХС-40,
ХС-50. ХА-30 и ХСН-40 при /к<40 °С и
оптимальных значениях температуры всасывания
tBC, масла tM и относительном объеме масла VM,
подаваемого в компрессор, при максимальных
значениях X и КПД компрессора коэффициент
А имеет следующие максимальные расчетные
значения: при t0 > -—35 °С — 0,97, при ?0=
=^_45 °С—0,87.
При этом принимается, что температуры
хладагента t'BC и масляного раствора fu в парных
полостях в конце процесса всасывания равны.
В действительности эти температуры не равны
между собой.
При охлаждении масляного раствора на
величину Д/М=(^р—^сH,5, где t*v— средняя
температура смеси масляного раствора (утечек и
балластного) во всасывающей полости
компрессора, коэффициент А имеет следующие
значения:
| о/-
А
—25
0,98
—35
0,98
—45
0,94
Приведенные выше уравнения для
определения коэффициента подачи в ВМХ К и его
снижения учитывают влияние растворимости,
вязкости, плотности, температуры, массового расхода
масляного раствора, а также режимы работы.
14

¦ w-
0,15
0,11
0,09
I i
i
i
^
.•—¦
/
-Jl-
-A
-Л
-o
S 6
10 12 ПЖи
Рис. 2. Зависимость коэффициента В масляных
растворов в ВМХК от наружной степени повышения
давления з%:
1 — раствор R22 — масло ХСН-40; 2 — раствор R22 — масло
ХА-30; 3 — раствор R22— масло ХС-50; 4 — раствор R22 —
масло ХС-40.
"
¦40
т\
106
т
102
2 1
г» А
J Ч
___
А—
&-
1
0,2б\
о,гь
0,22
ojfh
0,16
0,1k
0J2
0,10
оМ
ом
\
к
г
1 1
/
%
^
2
«**•*•-
>¦-
ф^
2'
/>
^Г
У
V'
Ч4
4
?0 ?0 7/ #0 ДО /ДО 7// 12j015fl1kt07iH
а
0,14
0,12
0,10
0,08
от\
ом
L3EI
/
N—i
Л
ч
7'
Lr
.^
ч
J
V
J ?
/0
/z
ПЖк
5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 11,0 12,0 л - ,
6
Рис. З. Зависимость Tq масляных растворов на
стороне всасывания ВМХК от ян при tK=30 °С:
/ — раствор R22 — масло ХС-40; 2 — раствор R22 — масло
ХС-50; 3 — раствор R22 — масло ХА-30; 4 — раствор R22 —
масло ХСН-40.
С помощью уравнения A0) можно также
анализировать объемные потери по
экспериментальным данным. При экспериментальном
исследовании ВМХК невозможно непосредственно
определить потери от утечек АХ* однако
достаточно точно можно установить значение
коэффициента подачи ВМХК X и его снижение от
балластного хладагента АХ®. После этого по
формуле A0) рассчитывают величину ДА,*.
Экспериментально был исследован ВМХ К при
работе на R22 и четырех маслах (ХС-40, ХС-50,
ХСН-40 и ХА-30)*. Характеристика
исследуемого ВМХК: 1/Л=0,21 м3/с; наружный диаметр
ротора Del = 0,204 м, L/Del= 1,05 (L—длина
ротора); частота вращения ^=2960 об/мин;
геометрическая степень сжатия 3,7; профиль
зуба окружной [2]. ЩЩЩШ
На рис. 2 приведен график изменения
коэффициента В в зависимости от наружной степени
* В экспериментальном исследовании
принимали участие канд. техн. наук Д. А. Вужва, А. П,
Курьянов» В, С. Макаров.
Рис. 4, Зависимость величины снижения
коэффициента подачи ВМХК в результате влияния балластного
фреона (а) и его утечек (б) при /к~30° С от ян:
/ — раствор R22 — масло ХСН-40; 2 — раствор R22 — масло
ХА-30; 2' — расчетная кривая при работе на растворе R22 —
масло ХА-30; 3 — раствор R22 — масло ХС-50; 4 — раствор R22—
масло ХС-40; 4' — расчетная кривая при работе на растворе
R22 — масло ХС-40.
повышения давления ян. С повышением ян
величина В незначительно увеличивается при
/K=const. Это связано с уменьшением
концентрации фреона ?д1 на стороне всасывания при
понижении давления всасывания. С повышением
давления нагнетания значение В также
увеличивается. Это объясняется ростом концентрации
фреона ?Д2 на стороне нагнетания. Величины В
при одинаковых ян и рп на различных маслах
резко различаются. Наименьшие значения В
получены для масла ХС-40? наибольшие — для
масла ХСН-40.
На рис. 3 приведена зависимость Тб = Тм/Гвс
от пш. С повышением ян величина Тб
незначительно растет; наибольшие величины Гб отно-
сятся# к маслам ХС-40, ХС-50 и ХА-30,
наименьшие — к ХСН-40» Однако величина Гб
незначительно влияет на коэффициент подачи X,
С повышением яа величина АХба резко
возрастает (см. рис. 4, а). Это связано с увеличением
значений ВгТб и vBC при tK = const и уменьше-
15

нием рвс. С повышением ря (tR) значение АХ*
также растет. Наименьшие значения АХ^
относятся к работе ВМХ К на масле ХС-40 и наибо ль-
шие — к работе на маслах ХСН-40 и ХА-30.
При работе ВМХК на масле ХА-30, по
сравнению с работой на масле ХС-40, величина X
уменьшается, в связи с изменением АХ^, при
ян=6 на 2,4%, а при ян^ 14,5 —на 13%
D=30 °С). Значения коэффициента подачи X
при увеличении степени повышения давления
снижаются заметнее при работе на масле ХА-30,
чем при работе на масле ХС-40, из-за большего
влияния балластного масла.
По экспериментальным данным, коэффициент
неравномерности Кр резко уменьшается с
повышением температуры нагнетания. Наибольшие
значения Kv были получены при работе на
растворах с маслами ХС-50 и ХА-30; их
величины изменились от 0,71 до 0,56 при повышении
температуры нагнетания от 50 до 70 °С.
Значения itp при работе на масле ХС-40 изменялись
от 0,575 до 0,50; на масле ХСН-40 — от 0,38
до 0,29.
Снижение коэффициента подачи от утечек
R22 АЯу также увеличивается с повышением
ли при ри (ZK)=const (см. рис. 4, б).
Наименьшие величины АХу относятся к работе ВМХК
на масле ХС-40, наибольшие — на масле ХСН-40
и ХА-30„ Основное влияние на величину ДЯу
оказывают растворимость (Вцр) и величина
кинематической вязкости растворов v, а также
разность давлений Арг, плотность раствора рм
и отношение Т7=Т7/ТВС. Наиболее
благоприятным сочетанием указанных свойств обладает
раствор R22 с маслом ХС-40. Величина
коэффициента подачи X при /к=const с повышением
дн плавно снижается (см. рис. 5). С ростом tK
при jtH=const величина X уменьшается.
Наибольшие значения X получены при работе ВМХК
на масле ХС-40, наименьшие—на маслах ХСН-40
и ХА-30. Коэффициент подачи ВМХК при
работе на масле ХС-40 по сравнению с работой
на масле ХА-30 выше: при ян=6—на 10,2%
и при ян=14,5 — на 12,3%.
Исследования проводили при оптимальных
условиях работы ВМХК: ^ВС=10°С, fMl-30~-35 °C,
ум =@,795-^-0,875)* 10~2. Коэффициент подачи
ВМХК зависит от температуры хладагента на
всасывании в компрессор, т. е. от перегрева его
паров на стороне всасывания.
На рис. 6 показана зависимость изменения
относительной величины X=X/XW от im, при
tQ=—25, —35 и — 45 °С (Х10— при *ВС = 10°С).
Предложенная методика расчета коэффициента
подачи и потерь коэффициента подачи в ВМХК
учитывает влияние основных свойств масляных
Л
)
.
^
¦apfc
fcsj
LM
1л
- 8J5-10-3
с^
^L
t* =
in°n
LK "v u
tK* 20eG
Расчет. tK*50%
3,0 iO 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 11,0 12,0 ttflftJS 7fH
Рис. 5. Зависимость коэффициента подачи ВМХК X
от ян (обозначения см. рис. 1).
д
0,99
0,98
0,97
0,96
0,95
ОМ
0,95
0,92
0,91
0,90
1 '
| У
У
У0
^
У?У
~~/уу
уу
Z7s\ '
7=^""
ty
Масло: XC-h0 j
- ——
. ,
AH-JU
i0—25uC
^=~5Г0
t0= Wu
-50 -40 ~J0 -20 -10
w4c
Рис. 6. Зависимость относительного коэффициента
подачи ВМХК X от температуры R22 во всасывающем
патрубке tm,
растворов и режимы работы. При определении
коэффициента подачи ВМХК, работающих на
фреонах, необходимо иметь диаграммы
равновесного состояния раствора хладагент — масло,
а также коэффициенты, учитывающие динамику
масляных растворов при условиях работы
винтового компрессора. Анализ показал хорошую
сходимость расчетных и экспериментальных
коэффициентов подачи и снижения коэффициента
подачи в ВМХК.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Б а ш т а Т. М. Машиностроительная гидравлика.
М., Машиностроение, 1976.
2. КанышевГ, А., Ч и с т я к о в Ф. М.
Объемные потери в винтовом маслозаполненном фреоновом
компрессоре.—В кн.: Тезисы докладов V Всесоюзной
научно-технической конференции по компрессоро-
строению. М., 1978.
3. С а к у н И. А. Винтовые компрессоры. Л.,
Машиностроение, 1970.
4. Kanyshev G. А., V u s h v a D. A., S а р г о -
п о v V. I.— Proceedings of the XIV International
Congress of Refrigeration. Moscow, USSR, 1978,
vol. II.
i6

УДК 536.24.001.5:621.565.25
О теплоотдаче при кипении фреонов на поверхностях
с пористыми металлическими покрытиями
д. е. боришанская
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
В настоящее время опубликовано много
экспериментальных данных [3, 5, 8] по
интенсификации теплообмена при кипении жидкости на
поверхности с пористым металлическим
покрытием. Эта проблема имеет особенно важное
значение для холодильной техники вследствие
неблагоприятных теплофизических свойств
хладагентов и низких температурных напоров в теп-
лообменных аппаратах.
Из анализа механизма процесса кипения
жидкостей на гладких поверхностях следует, что
высокой интенсивности теплообмена можно
достигнуть только при больших плотностях
теплового потока q или температурных напорах Д7\
т. е. в области развитого пузырькового кипения*
Однако увеличение q (AT) в аппаратах, в
частности в испарителях холодильных машин,
существенно ухудшает энергетические показатели
установки в целом. Поэтому для работы
испарителей характерны относительно низкие, по
сравнению с парогенерирующими поверхностями
энергетических установок, значения q AT), при
которых теплообмен в большом объеме на
технически гладких поверхностях происходит или
в режиме свободной конвекции, или в области
слаборазвитого кипения, где его интенсивность
невелика. В связи с этим испарители в большой
степени определяют массовые и габаритные
показатели всей ^холодильной машины. Вследствие
этого для^холодильной техники весьма важной
является ^проблема!интенсификации
теплообмена при кипении хладагентов в области малых
значений AT.
Расчеты показывают [5], что в установках
каскадного типа в результате применения
пористых поверхностей ^снижение перепада
температур с 5—7 до 2—3 °С приводит к уменьшению
энергозатрат без увеличения требуемой
поверхности теплообменных аппаратов на 10—15%.
Для завода сжижения природного газа
производительностью 20 млрд. м3/год использование
поверхностей с пористыми покрытиями приведет
к снижению потребляемой мощности на 70—
100 МВт. В то же время стоимость
теплообменных аппаратов при их изготовлении в
промышленных условиях повысится незначительно.
В работах [4, 7] предложены зависимости для
количественного описания процесса. Однако
сложность определения эффективного
коэффициента теплопроводности Хэф пористого слоя,
установить который непосредственным
измерением для исследованных в настоящей работе
труб с пористым покрытием не представлялось
возможным, затрудняет их применение. Точность
же расчета 1аф по имеющимся в литературе
зависимостям весьма невелика. Поэтому сделана
попытка составить критериальное обобщенное
уравнение, аналогичное уравнению теплообмена
в капиллярно-пористом фитиле тепловой трубы.
Для расчета теплообмена в режиме кипения
в пористом теле (имеется в виду фитиль тепловой
трубы) в работе [2] рекомендуется использовать
зависимость Аллингема [10], полученную на
основе корреляционного уравнения Джилмора
и имеющую вид:
где а — коэффициент теплоотдачи при кипении, Вт/(ж2 • К)»
ср — теплоемкость жидкости, Дж/(кг«К);
(Г — массовый расход испаряющейся жидкости, рав-
Q
ный —, кг/(м2-с);
и/ — динамическая вязкость жидкости, Н*с/м2;
У — теплопроводность жидкости, Вт/(м2*К);
р' —- плотность жидкости, кг/м3;
g — гравитационное ускорение» м/с2;
0 — коэффициент поверхностного натяжени я, Н/м;
р — давление в системе, Па;
йэ — определяющий размер, м.
Правомерность использования зависимости A)
подтверждается работой [9]. В этой работе в
безразмерных комплексах приведены результаты
обработки экспериментальных данных по
теплоотдаче в зоне испарения для
низкотемпературной тепловой трубы, которые хорошо
согласуются с результатами работы [10], несмотря на
различие в пористости и физических свойствах
исследованных капиллярных материалов.
В ЛТИХП * изучали кипение хладагентов
* Исследование выполнено под руководством
д-ра техн. наук, проф. Г. Н. Даниловой. В проведении
опытов и обработке результатов принимали участие
канд. техн. наук В. А. Дюндин, А. В. Козырев,
А. В. Тихонов.
3 Холодильная техника № 12
17

Показатели
Толщина слоя покрытия,
бел» мм
Пористость 8
Размер фракции порошка,
dr$ мм
Образец
. | 2 ! 3
0,3
0,46
0,081
0,5
0,51
0,205
1,0
0,50
0,150
4
1,0
0,52
0,300
R12 и R22 на трубах из стали 1Х18Н10Т с
покрытием из порошка того же металла в
диапазоне режимных параметров: температуры
кипения *0=—20~-+20°С,р/ркР=0,037~-0,184 (ркР —
критическое давление, Па), q = B-т-30)- 10s Вт/м2.
Капиллярная структура (см. таблицу)
представляла собой тонкий пористый металлический слой,
спеченный с поверхностью труб.
Анализ результатов теплотехнических
испытаний показал, что наибольшее увеличение
коэффициента теплоотдачи получено для
образца № 1. Так, при д=104 Вт/м2 в исследованном
диапазоне температур значение а в 3—7 раз
выше по сравнению с «глад и в 2—4 раза по
сравнению с «0РебР-
Характеристика оребрения: 5=0,76 мм ~—
расстояние между ребрами, /i=l,5 мм — высота
ребра.
Выяснено, что применение критериальной
обработки в виде уравнения A) не дает достаточно
хорошего согласования с опытными данными
автора. Это можно объяснить отчасти тем, что
в работах [9, 10] в качестве рабочей жидкости
использовали воду, свойства которой
значительно отличаются от свойств фреонов. Кроме
того, капиллярная структура, описанная в
работе [10], представляла собой керамический
волокнистый материал с 8=0,963, а в работе [9]—
состояла из нескольких слоев латунной сетки.
В то же время рабочий диапазон по давлениям
(в относительных величинах) был значительно
ниже: отношение /?//?кР равно 0,00055—0,00140
в работе [10] и 0,00089^-0,00215 в работе [9].
Анализ результатов по кипению хладагентов
R12 и R22 показал, что в исследованном
диапазоне давлений зависимость а от р не
монотонная, а изменяется с прямой на обратную, что
указывает на существование двух различных
режимов теплообмена. Подобный эффект
(обратного влияния давления на теплоотдачу)
отмечался при исследовании кипения в узких
щелевых каналах воды, спирта [11] и R12, R22 [1].
Очевидно, здесь можно провести некоторую
аналогию, так как пористый слой представляет
собой систему капиллярных каналов, в которых
у основания образуются пузырьки пара с
определенной частотой, зависящей от давления.
Эквивалентный диаметр этих каналов <*э= *(*S\
значительно больше критического диаметра
зародыша
где Ts — температура насыщения, К;
г —скрытая теплота парообразования, Дж/кг;
р/7 _ плотность парообразного хладагента, кг/м3,
но меньше отрывного диаметра пузырька D0
на гладкой поверхности при t0=20°C, ДТ1^! К,
D* = 0,25* 1G™2 мм, D0-28.10-2 мм, сГ^ =
=4,16- Ю-2 мм.
Как показано в работах [1, 11], характер за»
висимости а от р определяется тем, что при
кипении жидкости в узкой щели возможно
существование двух режимов кипения: режим
изолированных пузырьков — возникновение, отрыв
и подъем множества маленьких сферических
пузырьков; режим слитных пузырьков —
возникновение больших слитных пузырьков, их отрыв
и подъем с малой частотой.
Наличие того или иного режима зависит от
величины зазора, теплофизических свойств жид»
кости и давления. Обратная зависимость а от
р характерна для второго режима и, по данным
работы [11], а—р~°0»353. При этом
экспериментально установлено, что существование этого
режима определяется как величиной давления,
так и шириной щели: чем выше давление, тем
уже должна быть щель, а чем ниже давление,
тем шире может быть щель. Как отмечается в
работе [1], такой характер зависимости а от р
связан со своеобразием протекания процесса
кипения в стесненном пространстве, в частности,
с увеличением доли qmcn в суммарном количестве
тепла, отводимом в процессе кипения (qmcil —
тепло, отводимое в результате испарения
жидкости в поднимающиеся пузырьки пара).
Наибольшее влияние qucu проявляется при низких
давлениях р. Интенсификация испарения в
поднимающиеся пузырьки компенсирует ухудшение
теплоотдачи из-за ослабления кипения на
поверхности, а в отдельных случаях и перекрывает
его, и зависимость коэффициента теплоотдачи а
от давления становится обратной.
В качестве безразмерного параметра давления
целесообразно использовать комплекс /?//?кР.
Поскольку рассматриваются капиллярные
каналы, то силы поверхностного натяжения будут
существенно влиять на процесс теплоотдачи [10].
Это влияние можно учесть с помощью комплекса
ds/a,
где а — капиллярная постоянная, равная 1/ _2—— .
f g(p-_p")
Обработка опытных данных по теплоотдаче
R12 и R22 (рис. 1, а) в диапазоне д=2-103~
18

™30»103 Вт/м2 позволила получить следующие
критериальные уравнения:
При р/ркР = 0,1844-0,103
cD[i
ср0
¦•f.:.
(Р/Рнр)"
-0,10 __
*
= 4Э0/ g^ Г°?86( *L.)°'47( fB )°>23 e0'1
И' ' I \ бел
при р/ркР = 0,0714-0,037
^пО
с.ц
,0,6
(Р/РкрH'35-
.„..(«^-•••(.t-rw"
где
cpG
• число Стантона (St);
ср\х
—«р—- — число Прандтля (Рг);
dsG'
•число Рейнольдса (Re).
,.
На рисунке (б, в) для сопоставления
представлены результаты обработки опытных данных
по теплоотдаче R113 [83 (бсл^1 мм5 8=0,69,
d3=0,0035 мм) и н-бутана [5] (бсл=0,235 мм,
8=0,55, d3=0,051 мм) с использованием
безразмерных комплексов уравнения C).
Получено хорошее качественное совпадение,
что позволяет говорить о правомерности
уравнений B) и C). Количественные расхождения
можно объяснить отчасти тем, что в работе [8]
были значительно более высокие плотности
теплового потока (*7=l,4-105~f-5,6-105 Вт/м2),
причем полученные значения а очень высоки
(^70000 Вт/(м2»К), кроме того, полученные
зависимости B) и C) не являются универсальными
для различных групп теплоносителей.
Из большого числа известных в литературе
работ, связанных с исследованием теплообмена
на поверхностях с пористыми металлическими
покрытиями, для сопоставления можно было
использовать лишь работы [5, 8], так как в
остальных отсутствуют необходимые данные по
характеристикам поверхностей (бсл, е, dr) или
по теплообмену.
Таким образом, проведенное исследование
показывает, что использование в испарителях
холодильных машин труб с пористым
металлическим покрытием дает несомненные
преимущества. Об этом свидетельствуют также и данные,
представленные в работе [6L
ю5
10'
4 hi
О
ч
z!s
°v
о\
ч
ч*
о^
«
6
ъ-Ш (р/ркр)Щ
о - н-бутан (р/р^Щ
\
N
г
ч °
Lv.
Зависимость В ¦¦
6 8 10Т7 Z Re
СР0
V1.
_э___ У
а J
-0,47
А-) в*14 (р/ркр)п* от Re (я = 0,35 при
р/рКр = 0,030-0,071, я = — 0,10 при /?/ркР=-
= 0,103-0,184:
а — опытные данные; б — обработанные опытные данные по
теплоотдаче R113 [8 3; * — то же, для н-бутана [5].
19

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
!. АзарсковВ.М.» Да ниловаГ, Н., Зем-
с к о в Б. Б. Исследование теплообмена при
кипении фреона-22 в плоских вертикальных щелевых
каналах.— В кн.: Холодильные машины и установки.
Л., 1974.
2. Васильев Л. Л., Абраменко А, Н.,
КанончикЛ. Е. Теплообмен при кипении
жидкости на пористых и развитых поверхностях
нагрева.— Инженерно-физический журнал, 1978, т. 34,
№ 4.
3. Дюндин В. А., Данилова Г. Н., Б о -
ришанская А. В* Теплообмен при кипении
хладагентов на поверхностях с пористыми
покрытиями.— В кн.: Теплообмен и гидродинамика. Л., 1977.
4. О механизме процесса кипения на
затопленных поверхностях с капиллярно-пористым
покрытием/О. Н. Маньковский, О. Б. Иоффе, Л. Г. Фрид-
гант и др.— Инженерно-физический журнал, 1976,
т. 30, № 2.
5. Повышение эффективности холодильных
установок за счет применения в теплообменниках-
испарителях труб с пористым покрытием/А. Г. Си-
УДК 536.24.001.5: [621.5.048:621.565.25]
Канд. техн. наук В. П. ГАВРИЛКИН,
канд. техн. наук А. С. КАППЕДЬ,
канд. техн. наук В. П. НЕКРАСОВ, А. А. ШИРОКОВ
Астраханский технический институт рыбной
промышленности и хозяйства
На теплообменные аппараты, изготовляемые из
дорогостоящих цветных металлов, приходится
основная доля массы C0—40%) фреоновых
холодильных машин. Вследствие этого задача
интенсификации процесса кипения фреонов,
приводящая в конечном итоге к экономии
материалов» энергии и производственных площадей,
является весьма актуальной.
Интенсифицировать процесс кипения можно
различными путями: рациональным оребрением
поверхности теплообмена, увеличением ее
шероховатости, покрытием трубок несмачивающими-
ся веществами, пористым слоем^металла,
мелкоячеистыми сетками.
При кипении фреонов на ребристых трубках
в области плотностей теплового потока и
давлений, характерных для испарителей
холодильных машин, коэффициент теплоотдачи
существенно выше, чем при кипении на гладких
трубках. В работах [4, 81 рекомендуется применять
оребрение с шагом, соизмеримым с отрывным
диаметром пузыря. По данным [8, 9],
применение оребренных4 труб наружным диаметром
16x1,5 мм и 19x1,5 мм с шагом ребер 0,6—
0,8 мм и высотой ребра 1,5 мм (коэффициент
оребрения 4—4,5) позволяет в 1,5—2 раза
уменьшить массу аппарата и в 2 раза габаритные
размеры.
ротин, А. Д. Двойрис, Л. Н. Игнатов и др.—
Газовая промышленность, 1976, № 12.
6. Протасов Г. А., ГоголинВ.А.
Разработка пористых газотермических покрытий,
интенсифицирующих теплопередачу в кожухотрубных
испарителях холодильных машин.—
Экспресс-информация ЦИНТИхимнефтемаш. Серия ХМ-7, 1976, № 2.
7. С м и р н о в Г. Ф. Приближенная теория
теплообмена при кипении на поверхностях, покрытых
капиллярно-пористыми структурами.
—Теплоэнергетика, 1977, № 9.
8. Т у н и к А. Т., Большаков А. А., Тех-
в е р Я. X. Влияние пористого покрытия
поверхности нагрева на интенсивность теплоотдачи при
кипении жидких диэлектриков.— Изв. АН ЭССР, серия
«Физика, математика», 1978, т. 27, № 3.
9. Филиппов Ю. Н. Экспериментальное
исследование теплоотдачи в зоне испарения водяной
тепловой трубы.— Инженерно-физический журнал,
1977, т. 33, № 2.
10. Allingham W. D.» McEntire J. А.—
Heat Transfer, 1961, vol, 71.
11. I s h 1 b a s h i E., NishikawaK. — Int. J.
Heat Mass Transfer, 1969, vol. 12.
Значительное возрастание коэффициента
теплоотдачи при кипении фреонов получено в
результате покрытия теплопередающих трубок
неметаллическими и несмачивающимися
веществами. На трубках, покрытых стеклотканью,
при температуре 10 °С и плотности теплового
потока <7fbh = 3000 Вт/м2 получено увеличение
коэффициента теплоотдачи при кипении R12
в 7—8 раз [1]. В 2 раза увеличился коэффициент
теплоотдачи при кипении R12 и R22 на
горизонтальных трубках, покрытых пленкой фторопла-
ста-4 [5]. Недостатком этих методов является
низкая механическая прочность покрытий и
отсутствие надежного контакта между ними и
теплопередающей поверхностью во время работы
испарителя.
Перспективным направлением в
интенсификации процесса кипения фреонов и фреоно-масля-
ных смесей является применение
теплопередающих трубок с капиллярно-пористой структурой
поверхности. Капиллярно-пористую структуру
получают различными способами: спеканием
монодисперсных волокон или порошка металла,
напылением металла на трубку, покрытием
трубок металлическими мелкоячеистыми
сетками, гальванизацией поверхности.
Установлено значительное, более чем в 2
раза, увеличение критического теплового потока
на трубках с пористым электролитическим
покрытием, что объясняется уменьшением
отрывного диаметра пузыря, ростом числа
действующих центров парообразования и увеличением
частоты отрыва пузырей [6].
Повышение эффективности теплообмена фреоновых испарителей
20

Авторами исследован процесс кипения R12
и R22 на трубках, покрытых металлическими
сетками. Этот способ интенсификации кипения
сочетает в определенной степени увеличение
теплообменной поверхности, достигаемое на
ребристых трубках, с благоприятными условиями
зарождения и роста паровых пузырей, что
свойственно поверхностям с пористым покрытием.
Основными преимуществами этого способа
являются простота реализации, возможность
точной оценки и программирования геометрических
параметров покрытия.
Результаты экспериментов описываются
зависимостью вида:
Nu = 0,2-10"
-3Re0.72.10-0.12|6|prof35K
х/т1,2/1,°.
0S65
где Re* — тепловой критерий Рейнольдса,
ql
Re* ~ rp"v ;
<7 — плотность теплового потока, Вт/м2;
I — определяющий размер,
/ =
V-
:
glP'—P") '
а — коэффициент поверхностного натяжения, Н/м;
р' — плотность насыщенной жидкости, кг/м3;
р" — плотность сухого насыщенного пара, кг/м3;
г— теплота парообразования, кДж/кг;
Рг = х/а — критерий Прандтля;
V—коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
а — коэффициент температуропроводности, м2/с;
Кр —- критерий давления;
'Vagi?'—?") '
р —- давление, Па;
Г1у Г2 — геометрические симплексы;
А-"
6s26
6/s;
s --размер ячейки сетки (в свету), мм;
6 — толщина покрытия, мм.
Проведем термоэнергетический анализ
испарителей (см. таблицу), теплообменная
поверхность которых образована трубками различных
модификаций — оребренными, с сетчатым
(трубка № 3 по работе [3]) и с гальваническим
покрытием (трубка № 7 по работе [3]).
Исходные данные
Холодопроизводительность испарителя Q0, кВт 50
Хладагент R12
температура кипения tQf °C —20
Хладоноситель СаС13
плотность р8, кг/м2 1190
скорость до, м/с 1,5
температура на входе в испаритель tsl, °C —10
температура на выходе из испарителя ts2, °C —15
Средний логарифмический температурный
напор, °С
м-
'
..,
¦-7,25.
¦h
Средняя температура хладоносителя, °С
4ср = ^о + "ш — *—12,75.
Характеристики трубок
Гладкая трубка:
диаметр 16x2 мм
Сребренная трубка (по данным ВНИИхолодмаша):
диаметр наружный 16,6 мм, диаметр внутренний
11,5 мм, диаметр основания ребер 13,5 мм, шаг
ребер 1,27 мм, поверхность наружная 0,145 м2/пог. м,
поверхность внутренняя 0,0362 м2/пог. м,
коэффициент оребрения 4, масса 1 пог. м трубки 0,73 кг
Трубка с сетчатым покрытием [3]:
диаметр основной трубки 16x2 мм, диаметр с
покрытием 16,3 мм; покрытие из медной проволоки,
толщина проволоки 0,025 мм, размер ячейки в свету
0,04x0,04 мм, толщина покрытия (в три слоя) 0,15мм
Трубка с гальваническим покрытием [3J:
диаметр основной трубки 16X2 мм, диаметр с
покрытием 16,07; покрытие^медное, средний диаметр
ячейки 0,01 мм, толщина покрытия 0,035 мм, высота
неровностей Rz = 0,0068 мм = 6,8 мкм.
Расчет коэффициента теплоотдачи со стороны
хладоносителя а§, Вт/(м2*К), при ш=1,5 м/с:
Rec
К^гал ~
: 3214; Reop= 3080;
ReceT + ^егал + Reop otCA
Keep = ~~—' '—о ¦ = 3150 ,
Для переходного режима
Nu = 0,021 ReJ!ДРг°•43 епер = 45,1,
где еПер — поправка на переходный режим при Re ¦-=
= 3150 [7],
Тогда
as = Nu •
• = 2040.
Тепловой поток со стороны хладоносителя
(с учетом загрязнений)
<Jfs
'
V _2i
2i h
¦ = 9409s
где
тг— — термическое сопротивление стенки и за-
J*mm * гряз не ний, м2-К/Вт.
Значения плотности теплового потока qFBH и
температурных напоров со стороны
хладоносителя 6S и хладагента Эа определены графо-ана-
литическим способом (см. рисунок). Результаты
приведены в таблице.
Расчет показывает, что габаритные
характеристики испарителя с трубками, имеющими
сетчатое покрытие, в 1,25 раза лучше, чем
испарителя с оребренными трубками (при одинаковом
температурном напоре). По объемным
характеристикам сравниваемые испарители можно
расположить в следующей последовательности: с
сетчатым покрытием, гальваническим покры-
21

Определяемая величина
Коэффициент теплоотдачи со
стороны хладагента аа, отнесенный
к внутренней поверхности,
Вт/(м2-К)
Плотность теплового потока, Вт/м2
Действительное значение Црт>
Вт/м2; 0S, К; еа, К
Коэффициент теплопередачи»
Вт/(м*.К)
Поверхность теплообмена, м2
Общая длина труб» м
Длина трубного пучка, м
Количество трубок
Внутренний диаметр испарителя» м
Шаг между трубками, мм
Диаметр обечайки, м
Габаритная характеристика
Объем испарителя, м8
Объемная характеристика
.Масса 1 пог. м трубок, кг
Масса трубок испарителя^ кг
Массовая характеристика
Расчетная зависимость
to , 0,56 0,2 dH
«гал —IS,Ц Р епер -з
аВН
аор = 332р ' 0аеПер ~р^" [7'
olco 0,3Q0,5 FH
асет = 3162/? о впеР —р—
г ВН
Яршш = «6
По рисунку qFBH
» ea
Л =—s—¦
um
go
FBH
"~ /пог. м
I
m
dm = ms
m= 15
s=-!?3d
dH == dBH + 26
/
dH
nd2H
| У== 4 f
1»F
«пог.'м
0
G
Результаты расчета для трубки
с
гальваническим
покрытием i
8400^ 3
84002,з
4850
5,15 !
2,10
668
10,3
273
1,68
163
0,312
оребренной
18830а
188302
5250
5,60
1,65
724
9,5
262
1,6
163
0,33
20,8 22,0
0,332
5,1
0,145
2,1.10~*
0,414
ИЗ
1,6-Ю-2
0,35
4,6
0,154
2,24.10-5
0,73
191
2,8-10-2
с сетчатым
покрытием
47750°-5
47750*' 5
5775
6,15
1,10
795
8,7
230
1,4
163
0,318
21,2
0,338
4,1
0,126
1,82-Ю-5
; 0,45
103
1,5-10-2
22

К расчету испарителей с различной конструкцией
поверхности теплообмена:
[ ~ *fbh.C6T=' F); ;/ - ^FBH.oP=f F); я/ ™ ^вн.гал^
fid)', IV- gF$=f (в); V - qF§ -f F) при ?FBH,ceT==<7FBH.0p;
VI -QFS =fF) при ^вн.сет^^вн.гал;
точки /, 2, 3 определяют соответственно действительные
значения QjpBH для трубок с сетчатым, ребристым и
гальваническим покрытиями; точки 4, 5 — ®т при ^Вн.Сет~^вн.ор
и ^вн.сет = ^вн.гал*
тием, сребренные, причем разница между
вторым и третьим незначительна. По массовым
характеристикам порядок расположения тот же,
при этом у испарителей из труб с сетчатым и
гальваническим покрытием масса будет почти
в 2 раза меньше, чем у испарителей из оребрен-
ных труб.
Потери работоспособной энергии в
испарителе при теплообмене с конечной разностью
температур между теплообменивающимися средами
согласно работе [2]:
где 7S и ?0 — средние эксергетические температуры хла«
доносителя и хладагента;
i,= f8~Toe= -0.U45;
i S
70=Г"~ГоС =-0,1465,
1 О
где Ts—средняя температура хладоносителя, К;
Tq — средняя температура хладагента» К.
При температуре окружающей среды T0tC =
= 290 К потери энергии, кВт, составят:
Dat = 50 К - ° Л Н5) — (— 0,1465)] = 1,6,
или в удельных величинах
АТ . т1 + т0вт
Для определения эффекта от применения
сетчатого покрытия теплопередающих трубок
сравним их с оребренными и гладкими трубками при
равных условиях — одинаковых плотностях
теплового потока.
Принимая д^вн.сет^ Яршп.0^ получаем (см.
рисунок) новое значение 0т=6,65, тогда
dAJ = 0,029; DAf= 1,45.
Принимая ^вн.сет =^вн.гал*нах°Д™ 9m = 6,2
и соответственно
?|дГ = 0,0276; DAT = 1,38.
По отношениям
DAT _1,6 .j j. DAT -lA-t 1б
7 Мб * -^ 1,38— 1>1Ь
Vat ' L)at
устанавливаем, что потери энергии в
испарителях с трубками, покрытыми металлическими
сетками, на 10% меньше, чем в испарителях
с оребренными трубками.
Таким образом, вывод о перспективности
покрытия теплопередающих трубок
металлическими сетками подтверждается результатами
энергетического анализа,
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Вельский В. К. Исследование теплообмена
при кипении фреона-12 на пучке трубок и одиночных
очехленных трубках.— Холодильная техника, 1970,
№ 2.
2. Бродянский В. М. Эксергетический метод
термодинамического анализа. М., Энергия, 1973.
3. Гаврилкин В. П. Исследование
теплоотдачи при кипении фреона в большом объеме на трубках
с покрытием.— Экспресс-информация ЦИНТИхим-
нефтемаша, сер. ХМ-7, 1976, № 2.
4. Дюндин В. А. Исследование теплообмена при
кипении фреона-12 на гладкой и ребристой
трубках.— Холодильная техника, 1969, № ц.
5. Некоторые способы интенсификации
теплообмена в аппаратах холодильных установок и
применение неметаллических материалов/Е. X. Русов,
О. В. Куратов, И. Д. Глазырин и др.— Тезиеы
докладов Всесоюз. конф, «Совершенствование
процессов, машин и аппаратов холодильной и криогенной
техники и кондиционирования воздуха». Ташкент,
1977.
6. Николаев Г. П., ТокаловЮ. К. Кризис
кипения на поверхностях с пористым покрытием.—
ИФЖ, т. XXVI, 1974, № 1.
7. Теплообменные аппараты холодильных
установок/Г. Н. Данилова, С. Н. Богданов,
О. П. Иванов и др. М.-Л., Машиностроение, 1973.
8. Gorenflo D.— Bull. IIR. 1967, vol. XLVII,
Ш 3; Revista del Frio, 1967, vol. 12, № 5; Chem.
Ing. Techn., 1968, vol. 40, № 15.
9. Schroth H. H.— Luft- imd iKaltetechnik, 1968,
№ 4 E).
23

УДК 629.463.125:621.565:1531.787.91.082.731.3:681.5.093.001.24
Методика расчета надежности приборов защитной автоматики
рефрижераторного подвижного состава
Канд. техн. наук М. А. ШЕВАНДИН, В. Д. КУРБАН
Московский институт инженеров железнодорожного
транспорта
Более трети изотермического подвижного
состава, эксплуатируемого на сети железных дорог
СССР, составляют 5-вагонные рефрижераторные
секции постройки Брянского
машиностроительного завода. Необходимый температурный
режим в грузовом помещении вагонов 5-БМЗ
поддерживается с помощью холодильно-нагре-
вательной установки ВР-Ш. Две
компрессионные холодильные машины, которыми
укомплектована установка, имеют специальные
устройства для защиты ее от аварий [5]. Среди них —
защитные реле, предохраняющие от понижения
давления во всасывающей линии РД-1Б-01 и в
системе смазки РКС-1Б, а также от повышения
давления в нагнетательной линии РД-2Б-03,
серийно выпускаемые Орловским ПО «Пром-
прибор» [6].
Анализ их эксплуатационной надежности [4]
выявил два основных типа отказов:
несрабатывание соответственно при понижении или
повышении давления до предельных значений;
ложное срабатывание, в результате которого
отключается оборудование при нормальных условиях
его работы.
Отказы первого типа в основном являются
следствием нарушений правил технической
эксплуатации, низкого качества ремонта и
недостаточной чистоты холодильной системы,
вызывающей засорение подводящих трубопроводов.
Отказы второго типа зависят прежде всего от
степени конструктивного совершенства
приборов защиты и могут'быть устранены путем
совершенствования методов конструирования и, в
первую очередь, методов расчета надежности.
Рассмотрим характер и закономерности
появления отказов второго типа.
Ложное срабатывание нередко возникает при
воздействии ударных динамических нагрузок
[3]. Характер ложных срабатываний приборов
защитной автоматики в зависимости от
направления воздействия ударного импульса показан
в табл. 1. В настоящей работе ограничимся
рассмотрением направления воздействия ударного
импульса со стороны подвода рабочей среды.
Исследование проведем для датчика реле
давления РД-1Б-01 при следующих допущениях:
рычажная система находится в равновесии,
поэтому движение при ударе происходит под
действием сил инерции;
Таблица 1
Направление
воздействия ударного
импульса
Со стороны
подвода рабочей среды
Навстречу усилию
переключателя
Навстречу
подводу рабочей среды
По направлению
усилия
переключателя
Исходное
положение
рычажной системы
Повернута на
угол
срабатывания контактов
переключателя
Повернута на
угол
зацепления с рычагом
переключателя
Характер ложного
срабатывания
о
т
+
+
РД-2Б-03
+
[Q
6
О,
+
+
Примечание: знак минус означает размыкание
контактов переключателя, плюс—замыкание.
разрыв связи упругих движущихся масс с
рычажной системой и вязкое трение в упругих
связях во внимание не принимаются;
массы рычажной системы и рычага
переключателя распределены по длине.
Для исследования работоспособности датчика-
реле давления составлена расчетная схема
(рис. 1). Она включает пружину переключателя
(приведенная масса тъ жесткость Сх), силовую
пружину (т3, С4), пружину дифференциала (т4,
С5), шток и жестко связанные с ним подвижные
части чувствительной системы (т2) — 1/3 силь-
фона (С2) и 1/3 упорной пружины (С3).
Уравнения динамики рычажной системы при
воздействии ударного импульса:
и
/03 Ф = mBal4 — С4Х3/4 — -у- (тйа1ь + С5Х4/5) +
— тгХп + т2а — (С2 + С3) Х2\ h
1
•Rh\ (I)
Я=:
/,
-/%а sin yl2 +
+ (тга cos у — СгХг) 1г
cosy
-7oiV
Начальные условия:
Х2 @) - Х3 @) - (ф2 - Фх) U; Х4 @) = (ф2 - ф3) /б;
Хр @) = (ф2 - ф1) /6; у @) = yoi; Хг @) = -^-;
Х2 @) = Х3 @) - Х%@) - Хр @) = ф @) = y@) - 0,
24

лщш.
Рис. 1. Расчетная схема датчика-реле давления РД-
1Б-01.
где /02 = /р + щ1\ + m4/g — момент инерции рычажной
системы с учетом масс т9
и т4;
/р — момент инерции рычажной
системы при вращении
вокруг своей оси;
1-l — /в — конструктивные размеры
схемы (см. рис. 1);
Ф —угловое ускорение
рычажной системы;
а — допустимый ход рычага
переключателя;
Хг — Х4 — ход масс тъ тъ тв и ш4;
Хг — Х4 — ускорение масс тъ тъ т2
и т4;
R — реакция рычажной системы
по отношению к рычагу
переключателя;
V* У — Угол поворота и угловое
ускорение пружины
переключателя относительно
вертикальной оси;
/01 — момент инерции рычага
переключателя при вращении
вокруг оси;
Фъ Ф2> Фз— углы поворота рычажной
системы соответственно при
зацеплении с рычагом
переключателя, при
срабатывании контакта
переключателя, при зацеплении с
пружиной дифференциала;
Хр, Хр — ход и ускорение рычага
переключателя;
Voi"~ Угол поворота пружины
переключателя при натяге
пружины iVnpi»
4 Холодильная техника Ш 12
NUp ! — натяг пружины переключателя при разомкнутых
контактах.
С учетом особенности конструктивного
исполнения рычажной системы (угол ср не
превыше т 10°) запишем:
•; Х2 •— Х3
Ap't Лд
¦
Тогда уравнение A) приводится к виду:
Хр + ^Хр = ?*-*,. B)
где Bv B2$ Я3—коэффициенты дифференциальных
уравнений, зависящие от физических
параметров элементов конструкций.
Считаем, что в общем виде на датчик-реле
воздействует трапецеидальный ударный импульс
(рис. 2). Используя операторный метод,
запишем согласно [2 ] уравнение ударного импульса:
Кг *i
К2
:
-aS
+
s%
S2
,-<3+«)S
-ps
+
m
где Кг = Л/а •
крутизна или «резкость» фронта
импульса;
Я2 = Л/б — крутизна или «резкость» спада импульса;
А—амплитуда ударного импульса;
a — длительность фронта импульса;
5 — длительность спада импульса;
S — оператор дифференцирования;
Р + б = ти — длительность импульса.
Перейдя к оригиналам и учитывая
геометрический смысл оператора сдвига, получаем
уравнение., определяющее ход рычага
переключателя Хр:
Хъ -
ВЪА
Ув^
"COS
УВЪ
" вгУв
+ -j- |cos У~Вг (ти — б) — -у fcos y~Wt хш
1
• +
+
+ cos УВг х
— йп-^Ув1{хш —б)
~Увг
sin уВга-
sin Увгх$
iii
где т —время поворота рычажной системы.
После ^окончания воздействия ударного
импульса на рычажную систему действуют силы
инерции. Максимальное время поворота
рычажной системы ттах определим из условия
существования максимума функции D). При этом для
простоты последующих вычислений cos и sin
в уравнении D) представляем приближенным
разложением в ряд Тейлора. Ограничиваясь
первыми двумя членами ряда, получим
}
2 В%А { ти 2
-25я
В3ВХ
¦¦¦¦
25

Рис. 2. Форма трапецеидального ударного импульса.
Ход рычага переключателя за время ттах
вычислим по уравнению D). Естественно, что
реальные значения конструктивных параметров,
входящих в уравнение D), в силу
технологических допусков будут иметь разброс. Таким
образом, от стабильности допусков зависит
вероятность ложного срабатывания.
Для определения численных характеристик
конструктивных параметров используем
результаты измерений, проведенных в орловском
ПО «Промприбор». Обработка их показала, что
значения конструктивных параметров
распределяются по нормальному закону. Об этом
свидетельствуют незначительные ассиметрия 2fe и
эксцесс гк для параметров, приведенных в
табл. 2. Проверка по критериям согласия
Пирсона х2 и Романовского ? подтвердила гипотезу
о нормальном распределении конструктивных
параметров защитной аппаратуры.
Указанные численные характеристики
используем для расчета параметров распределения
массы т2, представляющей собой сумму
некоррелированных составляющих масс т?. Согласно
теоремам о численных характеристиках
математическое ожидание М(т2), дисперсия Д(т2)$
третий |х3(т2) и четвертый ^4(^2) центральные
моменты распределения можно определить еле»
дующим образом:
М(т2) = М ( 2 Щ 1 = 2 м (Щ)'> F)
D (т2) = D ( 2 т%) - 2 D (m^; ^
M"*2) - ц4 2 mi) = 2 И* (ЯЧ) -
\*-1 / г-i
•6 2 DmtDmj.
-
Исходные численные характеристики
составляющих масс
М (mf)=--
/« 1
2 [m,j-Af(m,)]
D(mj)
/= 1
Характеристики
Значения коэффициентов
Длительность
импульса ти, с
Математическое
ожидание Е • (Хр),
Дисперсия D (Хр),
мм2
мм
Третий
центральный момент |А3 (Хр)
Четвертый
центральный момент
?4 (Хр)
R1
Р2
0)С1
©сз
С0С4
©ml
wm2
com3
®УП4
0,001
0,016
3,02740-э
1,454-10-5
3,03640-&
7,617-Ю-з
3,314
0*
0
0
0
0
0
1,296- Ю-5
5,18340-5
6,47840-&
0,011
0,092
6,11140-3
5,46140-5
3,13240-*
1,30740-2
8,385
0
0
1J57-10-5
0
4,392-10-6
3,07440-5
2,19640-5
6,149-10-5
1,75740-5
0,021
0,055
5,755-10-8
4,93840-6
1,538.10-*
1,27940-2
4,644
0
0
3,92140-5
0
1,743 40-5
1,307-10-5
3,486-10-5
3,050-10-5
1,74340-5
0,031
0,057
1,243 40-3
1,474 40-5
4,989-Ю-6
1,132-10-1
3,231
0
0
4,315-10-е
0
2458-10-5
2,158-10-5
1,29540~5
6,04140-5
6,47340-5
0,041
0,029
6,304-Ю-з
1,813-10—*
1,682-Ю-4
1,31240-!
4,234
0
0
2434-Ю-5
0
4,694.10~5
5,97440-5
3,414-10-5
3,84040-5
1,707-10-5
Примечание: звездочкой отмечено значение порядка 10~7 и менее.
26

Таблица 2
нструк-
вные па-
метры |
о х «
X н CU
%
( Щ
1 ^2
щ2 ] т3
| ш4
( т5
Щ
т4
Сг
Сг
Сд
С4
с6
00 в
н я
о я
ф ф
S 4)
*> S
О и
X к
34
15
33
50
50
40
38
47
50
50
50
38
40

Математическое
ожидание М,
кг*, кг/мм**
1.27Л0-»
1,25.10-»
10,50-10-»
7,13.10-»
14,87.10-»
2,07Л0-»
20,91 Л0-з
4,14.10-»
0,627
0,618
1,341
0,833
0,304
Дисперсия
?>, кг2*,
(кг/ммJ**
0,60 Л 0-ю
0,54Л0-9
0.70Л0-*
0,17-10—•
0,80 Л 0-8
0,32-10-8
0,41Л0-7
0,34-10-в
0,246-10-2
0,302Л0-4
0J33
0,222-10-»
0,462-10-»
имметрия
О 4Й
<и
0,1111
—0,0865
—0,2435
2,1702
0,2947
—0,0532
0,8776
0,1123
-0,1144
—0,1589
1,1204
2,1141
2,2104
со
й)
X
(Г)
0,2058
—0,3755
0,3488
0,8960
0,9003
—0,1254
—0,6408
0,5294
—0,3159
—0,2239
0,3961
1,1805
1,3111
s S
«о
а а
5 я
5^
0,85
0,23
3,19
2,85
3,70
1,84
1,98
1,87
1,88
8,77
1,06
3,80
1,84
CXQV&
4» X п
rL5 о
^Р*
S*.Q« о
0,10
0,54 |
1,55
1,31 \
1,90
0,59
0,69
0,62
0,62
2,35
0,04
1,98
0,59
Третий
центральный момент
Из
0,516-10—1в
0,158Л0-9
0,724 Л О-"
0,230-Ю-18
—0,140. Ю-4
—0,263 Л 0-7
—0,055
0,218-10-3
0.220Л0-*
Четвертый
центральный
момент М-4
115,411- 10-2а
0,128 Л 0-12
0,394 Л О-"
0.427Л0-"
0,163Л0-4
0,252-10"в
0,060
0,203Л0~4
0,921 Л0-б
* —для значений ml
• для значений С.
И-з (тг) = 2fe (m^D (m|) VD (т();
Й4 (^|) = ^2 (/Hj) [efe (mi) + 3J,
где п — количество измерений массы mt;
rriij ~- масса т$ при /-м измерении;
2ft (т^) — асимметрия распределения массы т\\
&k(mi) — эксцесс распределения массы т%*
Результаты расчетов представлены в табл.
Для анализа степени влияния каждого
2.
и з
конструктивных параметров на величину Хр
используем аппарат теории чувствительности
[1 ]. Обычно в задачах надежности систем
определяют коэффициент чувствительности к
вариациям параметров:
дХг) (Xi, X2t .. .* Л|)
X,
-
дХй
дХр (Х19 Хг,..., Хв) ___
dXt
Хр (Xlt Х2, ... Д9)'
(Ю)
частная производная хода
рычага переключателя Xv (X1$
Таблица 3
чувствительности и хода рычага переключателя
0,051
0,018
1,300-10-»
5,451-10-в
7,309Л0^6
1,352-10-2
4,325
0
0
3,374Л0~5
0
6,327-10~5
2,Ш9Л0-5
2,531 Л0~5
6,327-Ю-5
5,483Л0~5
0,061
0,073
2Л06Л0-»
1,134-Ю-б
1,935-10-в
1,377Л0-2
4,365
0
0
5,004Л0~5
0
2,502Л0~5
0
3,336Л0~5
1,25Ы0-5
4,170-10—•
| 0,071
0,130
'3,027-Ю-з
1,964-10-*
3,972-10-»
1,391-Ю-1
4,335
0
0
2,888Л0-5
0
3,300 Л О
8,250-Ю-6
3,713Л0-5
5,775-10-6
3,300Л0~5
0,081
0,184
4,048-10-2
3,043 Л 0-з
6,919Л0-з
1,396-Ю-1
4,222
0
0
2,-041 Л0~~5
0
8,165-Ю-6
5,716-Ю-б
4,083-10-5
4,083 Л О
4,491 Л0-б|
0,091
0,235
5,147-10-2
4,369-Ю-з
1,094 Л О
1,400-10-2
4,128
0
0
1,617-10-6
0
4,851 Л0™6
6,063:10-*
2,830Л0-5
8,084-Ю-6
2,830-10-6
0,101
0,281
6,921 Л0™2
5,933-Ю-з
1,600 Л О-2
1,395-10-1
4,005
0
0
4,004 Л О
4,405-10-6
5,606-10-6
0
3,204-10-6
3,204-10-&
8,009Л0"~6
4
27

X%t ..., X9) по
конструктивному параметру Xf в точке,
соответствующей
математическим ожиданиям Xtl
X® (Хъ Хъ ..., X9) - ход рычага переключателя,
соответствующий
математическим ожиданиям
конструктивных параметров Х$ (i = 1,
2, ...,9).
Для расчета безотказности функционирования
датчика-реле использован метод моментов [7].
Полагая, что случайные конструктивные
параметры некоррелированы, и сохраняя члены
разложения в ряд до второго порядка
включительно, численные характеристики
распределения хода рычага переключателя определим по
выражениям
?(Хр) = Хр[?(Х1), .... ?(*¦)]+
1=1
1=1
^(А-Р)=1(-Ц-L,ЛА,)+622№JХ
i=l i /
1>/
x(-^)D(X,)D(Xi)f A5)
где Хр = Хр \Хг, Х2» ..., Х9).
Вер оятность ложного срабатывания будет оп~
редел яться как вероятность превышения
случайны х отклонений Xv от допустимого значения.
Для у становления этой вероятности необходимо
знать, как распределяется /(Хр). Параметры
распр еделения $г и р2 вычислим с помощью ап-
проке имирующих распределений Джонсона по
формулам:
Pi^ D3(Xp) J Р*^5 D2(^p) ' { }
Тогда, установив допустимый ход рычага
переключателя а, вероятность ложного
срабатывания р рассчитаем по уравнению:
да а
р= J / (fep) dftp = 1 — j !(bp)dbv, A7)
a
—сода / (Ьр) — плотность вероятности соответствующего
аппроксимирующего распределения
Джонсона;
Ьр — нормированное значение хода рычага пере-
. ХР-?(ХР)
ключателя, 6рв__.
В настоящей работе расчет коэффициентов
чувствительности и численных характеристик
хода рычага переключателя выполнен по
программе, разработанной для ЭВМ ЕС-1030. Для
упрощения расчета сделано допущение, что
ударный импульс имеет прямоугольную форму.
С учетом этого параметры а и 6 (см. рис. 2)
составляли не более 2 % от ти. Расчет проведен
для А? (l-f-10g) с шагом lg (g=980 м/с2) и
^и€ @,001-f-0,101) с шагом 0,01 с. Полученные
коэффициенты чувствительности и численные
характеристики хода рычага переключателя для
ударного импульса с ускорением 10g
представлены в табл, 3.
Выполненные расчеты позволили установить
зависимость коэффициента чувствительности о^
как от ускорения ударного импульса А, так и
его продолжительности ти. На рис. 3 показана
зависимость коэффициента чувствительности
упругой движущейся массы сот2 от длительности
ударного импульса ти при различных
значениях А. Установление такой зависимости дает
возможность более обоснованно судить о
безотказности защитной аппаратуры при выбранном
конструктивном варианте ее исполнения.
Так, степень влияния r-го конструктивного
параметра на величину хода рычага
переключателя Jkp при конкретном значении А можно
приближенно оценить по усредненному значению
Штг№5
Рис. 3. Зависимость коэффициента чувствительности
упругой движущейся массы сот2 от длительности
ударного импульса ти.
28

11
где со и* — коэффициент чувствительности 1-го
конструктивного параметра для /- й длительности
импульса при конкретной величине Л;
pj — вероятность воздействия ударного импульса
с длительностью ти ;- + Дти j в
эксплуатационных условиях.
Из табл. 3 нетрудно определить, что при
равных значениях pj наиболее влиятельным
конструктивным параметром для A = lOg является
упругая движущаяся масса тъ.
Аналогично можно оценить коэффициент
чувствительности /-го конструктивного параметра
для датчика-реле в целом при каждом отдельно
взятом направлении удара:
ю
Wi - ^ *>ihPh* (Щ
где ©|й — усредненный коэффициент чувствительности
i-ro конструктивного параметра для k-то
ускорения ударного импульса;
рк -— вероятность воздействия ударного импульса
с ускорением А& ± АА& в эксплуатационных
условиях.
Как показали расчеты, наиболее
влиятельным конструктивным параметром при равных
значениях рк является упругая движущаяся
масса /п2. Поэтому для снижения вероятности
ложного срабатывания датчика-реле при
рассматриваемом направлении воздействия
ударного импульса необходимо прежде всего
ужесточить допуск на составляющие массы т%. Это
означает, что при изготовлении штока и жестко
связанных с ним подвижных частей
чувствительной системы следует снизить допуски на размеры
обрабатываемых деталей, а также повысить
конструктивные и технологические требования к
изготовлению упорной пружины. Кроме того,
следует ужесточить допуски на изготовление
сильфонов по ОСТ 3—1916—73.
Расчет надежности (по отказам' типа ложное
срабатывание) проиллюстрирован на примере
воздействия ударного импульса с A==l0g и ти=
=0,101 с, В качестве аппроксимирующего
распределения принято 5И распределение
Джонсона (рис. 4), характеристики которого
определены по методике [7]. При установлении
вероятности ложного срабатывания р допустимый
ход рычага переключателя принимали а=0,4 мм.
Вероятность р можно вычислить по выражению
A7) или определить графически по
заштрихованной на рис. 4 площади под кривой
плотности вероятности Sa распределения Джонсона.
В рассматриваемом примере р=33 %.
Рис. 4. Плотность вероятности 5И распределения
Джонсона.
Аналогично оценкам коэффициентов , у ветви-
тельности по уравнениям A8) и A9) вычислена
вероятность ложного срабатывания при А =
= 10d A2 %) и вероятность ложного срабатывания
датчика-реле в целом при рассматриваемом
направлении воздействия ударного импульса D %).
Полученные значения р убеждают в
необходимости стабилизации характеристик
датчика-реле в соответствии с анализом степени влияния
каждого из конструктивных параметров.
Разработанная методика позволяет
анализировать при проектировании безотказность
конструкции с целью предупреждения появления
отказов типа ложное срабатывание. Внедрение
методики 'обеспечит повышение общего уровня
надежности приборов защиты и других устройств
автоматики, имеющих отказы такого типа.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ^ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бессонов А. А. Прогнозирование характеристик
надежности автоматических систем. Л., Энергия,
1971.
2. Ильинский В. С. Защита, от динамических
воздействий. М., Энергия, 1970.
3. Кожевников В. И., Бобылев А. И.
Исследование устойчивости работы датчиков-реле давления
в условиях динамических нагрузок. — Холодильная
техника, 1977, № 5.
4. Курбан В. Д. Анализ надежности защитной
и защитно-регулирующей аппаратуры холодильных
установок ВР-1М 5-вагонных рефрижераторных
секций 5-БМЗ. — Сер. «Вагонное хозяйство», вып. 4.
М., ЦНИИТЭИ МПС, 1979.
5. Рефрижераторные вагоны отечественной
постройки/В. Е. Кржимовский, В. Н. Васильев,
В. В. Скрипкин и др. — М., Транспорт, 1976.
6. Ужа некий В. С. Автоматизация холодильных
машин и установок. М., Пищевая промышленность,
1973.
7. Хан Г., Шапиро С. Статистические модели
в инженерных задачах/пер. с англ. М., Мир, 1969.
29

УДК 629.483.125:662.998-036.664.001.5
О совершенствовании теплоизоляционных конструкций
«сэндвич» отечественных рефрижераторных вагонов
Канд, техн. наук В. И. ГАМИРОВ, 3. А. МИРО^ О Г С Hi
Э. П. ПАНФИЛОВА, канд. техн. наук М. Ю. ПАШКЕВИЧ,
Е. П, БОГОРОДСКАЯ
Уральское отделение Всесоюзного
научно-исследовательского инсти' i *
железнодорожного транспорта
Опыт эксплуатации рефрижераторного
подвижного состава (отечественного и поставляемого
ГДР) показал преимущества рефрижераторных
вагонов с ограждениями типа «сэндвич» перед
вагонами традиционной конструкции. Свойства
теплоизоляции последних со временем
существенно ухудшаются. Средний темп увеличения
коэффициента теплопередачи за первые 6—7 лет
эксплуатации, в зависимости от конструкции
вагона, составляет 3—6% в год. Еще быстрее
ухудшается плотность вагонов: параметр
плотности (расход воздуха, м3/ч, на поддержание в
вагоне избыточного давления 49 Па
увеличивается ежегодно на 5—20%.
В последние годы вагоностроительные заводы
существенно усовершенствовали конструкцию
рефрижераторных вагонов, что позволило
улучшить их теплоизоляцию и плотность, а
главное — повысить стабильность в процессе
эксплуатации. Особенно эффективным оказалось
применение в качестве теплоизоляции пенопо-
листирола (ПСБ), обладающего большими
преимуществами перед рацее использовавшейся ми-
порой, а также проведение ряда мероприятий по
уплотнению кузова вагона.
Однако практически невозможно
предотвратить попадание влаги внутрь ограждений
[2], а это приводит не только к коррозии
металлических частей кузова, но и к ухудшению
свойств теплоизоляционного материала. При
многократных процессах замораживания и
размораживания в условиях повышенной влажности
в 2,5—8 раз (в зависимости от марки)
увеличивается поглощение влаги пенополистиролом,
предел прочности при сжатии ПСБ уменьшается
примерно на 25%, а модуль упругости — на
30—40%. При этом продолжительность
водоотдачи (высыхания) увеличивается с 5—7 до
40 суток [1]. В результате через каждые 7—
10 лет при заводском ремонте рефрижераторных
вагонов традиционной конструкции пенополи-
стирол в полах необходимо заменять новым.
Применение вагонов с ограждениями типа
«сэндвич» позволяет стабилизировать качества
теплоизоляции и герметичность вагонов,
снизить расход металла, повысить долговечность
вагонов, значительно сократить расходы на их
ремонт.
Известно, что конструкция «сэндвич» состоит
из двух оболочек, связанных между собой в
единое целое легким заполнителем, который
одновременно выполняет функции
теплоизоляционного материала и несущего элемента. Кузов
рефрижераторного вагона может быть
изготовлен в виде одной из оболочек или из отдельных
панелей. Для отечественного рефрижераторного
вагона принято последнее конструктивное
решение, обеспечивающее более простую технологию
сборки кузова и возможность применения
высокопроизводительных способов изготовления
панелей.
Отечественный рефрижераторный вагон с
кузовом из панелей типа «сэндвич» (РС-«сэндвич»)
в соответствии с техническими требованиями
Министерства путей сообщения и Предварительными
проработками конструкции, выполненными ПО
«Брянский машиностроительный завод», будет
иметь следующие технические характеристики:
Серийный РС-«сэнд-
вагон РС-1 вич»
Габарит вписывания 1—Т 1—Т
Осевая нагрузка» кН 20,59 21,57
Грузоподъемность (номи- 43 49
нальная), т
Тара вагона, т 39 37
Полезный объем, м3 111 123
Конструктивная скорость, 120 140
КМ/Ч ^
Размеры дверного проема 2200x2000 2700x2150
в свету, мм
Вместимость стандартных 36 42
поддонов, шт.
Коэффициент теплопереда- 0,30 0,28
чи, Вт/(м2-К)
Вагон РС-«сэндвич» в зависимости от
установленного в нем холодильно-отопительного
оборудования и агрегатов можно будет использовать
в качестве грузового вагона в составе
рефрижераторной секции, автономного
рефрижераторного вагона или вагона-термоса.
Народнохозяйственный эффект от
использования одной 5-вагонной рефрижераторной секции
с грузовыми вагонами нового типа по
ориентировочным подсчетам составит более 80 тыс. руб.
Несмотря на выполненный большой объем
научно-исследовательских и
опытно-конструкторских работ при создании рефрижераторного ва-
30

гона с on. i униями типа «сэндвич», ряд
важных вопросов изучен еще недостаточно. Одним
из них является адгезия изоляционного слоя
к оболочкам и ее изменение под действием
эксплуатационных факторов. Установленный срок
службы рефрижераторного вагона 28 лет, и на
протяжении всего этого времени адгезия
среднего слоя к оболочкам должна быть на уровне,
обеспечивающем надеждую работу конструкции.
Авторами исследовано изменение адгезии
заливочных пенополиуретанов (ППУ), обычно
применяемых в качестве среднего слоя, при
имитации эксплуатационных факторов (вибраций,
температур и др.).
Влияние вибронагрузок и температур изучали
при одновременном воздействии этих факторов.
Испытания проводили при температуре 18—20
и 50—60°С, частоте вибронагрузок 18 Гц,
ускорении от 14 до 32 м/с2. Величину адгезии
пенополиуретана к оболочкам определяли как
предел прочности при отрыве. Испытывали образцы
из «сэндвич»-панелей, состоящие из
пенополиуретана ППУ-317 и металлических оболочек.
Оболочки из алюминиевого сплава АМГ-6
покрывали грунтом ВЛ-0,8, оболочки из стали
09Г2 — эпоксидными смолами ЭП-1155 и ЭП-
5116. Предел прочности при отрыве составил для
оболочки из сплава АМГ-6 в среднем 0,16 и для
стальных оболочек 0,22 МПа.
Испытания проводили на базе 20 млн.
колебаний. Адгезия пенополиуретана к стальным
оболочкам при одновременном действии температур
до 55 °С и вибронагрузок ускорением до 32 м/с2
практически не уменьшалась, а в отдельных
случаях имела тенденцию даже к некоторому
увеличению по сравнению с адгезией контрольных
образцов (испытанных при 20°С). Адгезия ППУ
к оболочке из алюминиевого сплава под дейст-
Таблица 1
Материал
оболочки
Сталь 09Г2
Сплав АМГ-6
Покрытие
Без покрытия
ЭП-1155
ЭП-057
ЭП-5116
эшюю
Без покрытия
ВЛ-02
ВЛ-08
Предел прочности, МПа, образцов при температурах, °С
— 50
при отрыве при сдвиге
0,27
0,29
0,24
0,27
0,22
0,22
0,11
0,13
0,14
0,П
! 0,09
0,14
20
при отрыве
0,23
0,24
0,23
0,33
0,29
0,31
при сдвиге
0,13
0,26
0,18
0,14
0,14
0,15
50
при отрыве
0,23
0,24
0,26
0,29
0,18
0,22
при сдвиге
0,14
0,21
0,27
0,16
0,11
0,09
Примечание. При изготовлении образцов для испытаний на отрыв применен отечественный пенополиуретан марки
ППУ-317, а при изготовлении образцов для испытаний на сдвиг — его аналог пенополиуретан SH-4050/1.
вием этих же факторов уменьшалась в некоторых
случаях на 25%. +
Температурные испытания образцов
проводили при температуре ±50 и 20 °С. При этом была
значительно расширена номенклатура покрытий.
Испытания показали, что адгезия
пенополиуретана ППУ-317 к стальным оболочкам при
отрыве с различными покрытиями как при
температуре —50 °С, так и при 50 °С изменяется
незначительно (табл. 1). Заметно уменьшается адгезия
при отрыве (на 30—40%) при этих температурах
у образцов с оболочками из алюминиевого
сплава, покрытых грунтами ВЛ-02 и ВЛ-08. Однако
ее величина остается при этом достаточно
высокой.
При температуре —50 °С прочность связи
пенополиуретана SH 4050/1 к стальным оболочкам
при сдвиге уменьшалась, в зависимости от вида
покрытия, на 20—50 %. При температуре 50 °С
адгезия для грунта ЭП-057 увеличивалась на
50%, а для эмали ЭП-1155 уменьшалась на 20%.
При температуре 50 °С прочность связи
пенопласта с оболочкой из алюминиевого сплава,
покрытого грунтом ВЛ-02, при сдвиге
уменьшалась почти на 40 % по сравнению с адгезией
контрольных образцов.
Установлено, что надежность трехслойных
образцов зависит от их устойчивости к резкому
перепаду температур (тепловым «ударам»).
Перепад температур при проведении ускоренных
испытаний составлял 120°С: от —50 до 70 °С. При
каждой температуре образцы выдерживали по
2 ч. Результаты испытаний образцов,
подвергавшихся тепловым «ударам» (табл. 2), показали,
что адгезия пенопластов к стальным оболочкам
при отрыве с покрытиями ЭП-1155, ЭП-057,
ЭП-5116, ГФ-032ГС после 60 циклов тепловых
ударов снижается не более чем на 25 %. Менее
31

Таблица 2
Материал
оболочки
Сталь 09Г2
Сплав АМГ-б
Покрытие
Без покрытия
ЭП-1155
ЭП-057
ЭП-5116
ЭП-0010
ГФ-032ГС
Без покрытия
ВЛ-02
ВЛ-08
Предел прочности, МПа,
при отрыве
0,20
0,26
| 0,27
0,27
j 0,21
0,29
0,31
0
при сдвиге
0,13
0,26
0,18
0,14
0,14
0,15
после испытаний образцов*
количестве циклов
30
при отрыве
0,25
0,23
0,21
0,25
0,21
0,24
0,18
при сдвиге
0,21
0,24
0,13
0,10
0,13
ia тепловые «удары» при
при отрыве
0,17
0,19
0,26
0,15
0,17
0,21
0,16
80
при сдвиге
0,25
0,21
0,14
0,13
0,13
* См. примечание к табл. 1
стойким оказалось покрытие ЭП-0010, при
котором адгезия уменьшилась на 40%.
Удовлетворительные результаты получены
также при испытаниях образцов с оболочками из
алюминиевого сплава, покрытого грунтом ВЛ-02:
снижение адгезии при отрыве не превышало
28%.
Оболочки «сэндвич»-панели кузова
рефрижераторного вагона практически постоянно
находятся при различных температурах. Например, при
наружной температуре воздуха 50°С в вагоне
может поддерживаться температура до ¦—20 °С,
т. е. перепад составит 70 °С. При этих условиях
в трехслойной панели возникают напряжения,
вызываемые разностью коэффициентов линейного
расширения металлических оболочек и
пенопласта, что может привести к снижению
прочности связи среднего слоя с оболочками. На
стенде имитировали такие условия. Для этого
77ПР?
н
Схема нагружения балки (а) и эпюры Q и М (б).
закрепленную в жесткую раму из швеллеров
«сэндвич»-панель, изготовленную из
пенополиуретана SH 4050/1, с оболочками из стали 09Г2,
покрытой эмалью ЭП-1155, и панель из
алюминиевого сплава, покрытого грунтом ВЛ-02,
устанавливали в перегородку между двумя
термокамерами, В одной камере поддерживали
температуру 56°С, а в другой — равную —15 °С.
Через каждые 2 ч панель поворачивали на 180°,
создавая тепловые «удары». После 90 циклов
таких ударов панель вынимали, распиливали на
образцы и испытывали на отрыв.
Установлено (табл. 3), что после 90 циклов
тепловых «ударов» адгезия для стальных
оболочек, покрытых эмалью ЭП-1155, не изменилась,
а для алюминиевого сплава АМГ-6, покрытого
грунтом ВЛ-02, уменьшилась незначительно.
При эксплуатации ограждения, кроме
температурных, подвергаются воздействию силовых
факторов. Поэтому было изучено влияние на
адгезию термоударов в условиях стесненных
деформаций, изгибающего момента и
перерезывающей силы при многократном их повторении.
Трехслойные балки, предварительно
испытанные на тепловые удары в жесткой раме (см.
табл. 3), циклически нагружали по схеме,
показанной на рисунке. Величину нагрузки 2Р
определяли расчетом в долях от разрушающей
нагрузки, определенной экспериментально
(Рра8Р=1600 Н). После 2-Ю6 циклов или после
разрушения балки разрезали на образцы и
определяли адгезию ППУ к оболочкам. Результаты
испытаний приведены в табл. 4.
При нагрузках 2Р<0,26 Ppa3P балки не
разрушались. При нагрузке 2Р=0,3 РРазр балки
разрушались после 42 тыс. циклов. Характер
разрушения зависел от способа приложения на-
32

Таблица 3
Таблица 5
Материал
оболочки
Сталь 09Г2
Сплав АМГ-6
Покрытие
ЭП-1155
ВЛ-02
Предел прочности при
отрыве, МПа, после
испытаний панелей на тепловые
«удары»
Количество циклов
0
0,23
0,22
90
0,23
0,19
Таблица 4
Величина
нагрузки при
циклических
испытаниях
0 (контроль)
0,17 Р
0,19 Р
0,22 Р
0,26 Р
0,30 Р
Предел прочности
пенопласта
из стали 09Г2 с
покрытием ЭП-1155
0,23
0,19
0,13
0,22
0,18
0,09
МПа, при отрыве
от оболочки
из сплава АМГ-6
с покрытием ВП-02
0,19
0,14
0,11
0,15
0,11
0,1
грузки. Если при статическом изгибе балки
разрушались после потери устойчивости и местного
смятия оболочки в зоне приложения нагрузки,
то при циклическом нагружении разрушение
начиналось в среднем слое пенопласта от
сдвигающих напряжений, а затем происходило по
границе контакта ППУ с оболочкой. Адгезия
ППУ к оболочкам уменьшалась после
комплексного воздействия перечисленных выше факторов:
к стали — более чем в 2,5, к алюминиевому
сплаву — более чем в 2 раза. Существенно
ухудшались и механические характеристики
пенопласта (табл. 5). Предел прочности при сжатии
и модуль упругости заметно снижались (на 45
и 54%) с увеличением нагрузок.
Результаты испытаний показали
необходимость более полного учета не только изменения
адгезии, но и перераспределения напряжений
в балке в связи с уменьшением модуля
упругости пенопласта и повышением деформативности
балки. Исследованиями установлено, что разру»
Величина
нагрузки при
циклических
испытаниях
0 (контроль)
0,17Р
0,22 Р
0,26 Р
0,30Р
Предел прочности,
МПа, при 3%-ной
деформации сжатия
0,43
0,43
0,31
0,33
0,23
Модуль упругости,
МПа
15
15
8,9
11,3
8,1
шение трехслойных конструкций при
многократном нагружении с перепадами температур
происходит с постепенным накоплением
повреждений не только на границе контакта пенопласта
с оболочками, что приводит к отслоению
оболочек от среднего слоя, но и со снижением
механических характеристик самого пенопласта.
Уровень нагружения и условия эксплуатации
трехслойных панелей и балок необходимо
учитывать при оценке работоспособности конструкции.
На основании проведенных испытаний можно
сделать следующие выводы,
— Наиболее неблагоприятное воздействие на
адгезию оказывают тепловые «удары». При
перепаде температур от —50 до 70 °С наибольшее
снижение адгезии происходит для системы сталь-
эмаль ЭП-5116—ППУ—почти на 20% и для
системы АМГ-6-— грунтВЛ-08—ППУ—поч ти на
50%.
— При суммарном воздействии тепловых
ударов и циклической нагрузке на уровне @,25ч-
-~0,30) Рразр адгезия падает по АМГ-6 в 2,15
раза, по стали 09Г2 в 2,5 раза.
— Уровень нагружения конструкции из «сэнд-
вич»-панелей, работающей в условиях
переменных температур и циклических нагрузок, не
должен превышать 0,2 от предела прочности
среднего слоя по сдвигу,
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гамиров В. И., Малышева Н, Ф.
Старение полистирольных пенопластов при
многократном замораживании в условиях повышенной
влажности. — Пластические массы, 1975, № 8.
2. Ф а е р ш т е й н В. О., X р а м о в В. И.
Рефрижераторные вагоны с кузовом типа «сэндвич». —
Холодильная техника, 1978, № 10,
•/..
33

УДК 621.565.001,4:629.12
Промысловые испытания холодильных
на учебно-производственном судне «П
Ю. Г. ВОЗАКОВ
Гипрорыбфлот
Н. И. БАЛОБАЕВ
Латрыбпром
А. ПУШ
Народное предприятие «Кюльаутомат» (ГДР)
Учебно-производственное судно «Призвание»
построено на базе серийного супертраулера типа
«Прометей». Во время первого промыслового
рейса судна в Баренцевом и Норвежском морях
специалистами СССР и ГДР были испытаны
холодильные установки с плиточным
роторным морозильным аппаратом типа FGP-25-3
и воздушным конвейрным морозильным
аппаратом типа ZJ3#-12,5. Кроме того, проводились
наблюдения за работой холодильной установки
с винтовым компрессором S2-20,
обслуживающей провизионную камеру молочных
продуктов.
Конструкция морозильного аппарата FGP-
25-3, принципиальная схема двухступенчатой
холодильной установки на R22 и результаты
стендовых испытаний описаны ранее [2].
Принципиальная схема холодильной установки на
судне отличается от приведенной в основном
дросселированием части жидкого хладагента R22
(а не всей жидкости) после линейного ресивера
в теплообменник («экономайзер»), в результате
чего охлаждается основная часть хладагента
R22, проходящего через этот теплообменник.
Холодильная установка с морозильным
аппаратом FGP-25-3 укомплектована
двухступенчатым винтовым компрессорным
агрегатом холодопроизводительностью 157 кВт
A35000 ккал/ч) при температурах кипения
—65 °С и конденсации 36 °С.
В качестве ступени низкого давления
использован компрессор S3-2500 Т, базовой основой
которого является винтовой компрессор S3-1800.
Привод компрессора осуществлен через ведомый
(вспомогательный) ротор. В связи с этим
частота вращения роторов увеличилась с 3000/2000,
когда привод осуществлялся от главного
ротора, до 3000/4500 об/мин.
Благодаря изменению частоты вращения
роторов объем всасываемых паров возрос до 2414 м3/ч.
Разгрузочный поршень для компенсации
осевых усилий установлен на вспомогательном
роторе, ставшим ведущим.
Компрессор высокого давления S3-900A —
новая модификация винтового компрессора 53-900,
в котором осуществлена возможность работы с
установок
издание»
промежуточным подсосом паров хладагента из
теплообменника («экономайзера»).
Двухступенчатый агрегат укомплектован
горизонтальным маслоотделителем емкостью 530 л,
маслоохладителями, масляным насосом
производительностью 18 м3/ч?
контрольно-измерительными приборами. Все оборудование
смонтировано на одной раме. Компрессор низкого
давления установлен на маслоотделителе.
В состав установки, кроме
компрессорно-конденсаторного агрегата, входят кожухотрубный
конденсатор поверхностью охлаждения 88,5 м2,
линейный ресивер емкостью 0,48 м3,
теплообменник («экономайзер») поверхностью
охлаждения 10,7 м2, циркуляционный ресивер
емкостью около 2,7 м3, теплообменник для
возврата масла и другое оборудование. Жидкий
хладагент R22 подается одним герметичным
насосом САТ80~315 производительностью 70 м3/ч
при напоре 33,5 м ст. жидкости.
Установленная мощность электродвигателя насоса 18 кВт.
Система смазки компрессорного агрегата и
сальников морозильного аппарата FGP-25-3 единая. •
На случай остановки компрессорного агрегата
предусмотрен резервный масляный насос
производительностью 0,48 м3/ч для уплотнения
сальников морозильного аппарата.
Система автоматизации установки
обеспечивает защиту компрессоров от повышения
температуры (компрессор высокого давления В. Д.)
и давления нагнетания, понижения давления
всасывания (компрессор В. Д.) и температуры
кипения хладагента в циркуляционном ресивере
(компрессор низкого давления Н. Д.), нарушения
режима смазки компрессоров, повышения
температуры масла, недопустимого повышения
уровня жидкого хладагента в теплообменнике
(«экономайзере») и циркуляционном ресивере,
понижения давления охлаждающей воды,
защиту насоса хладагента от понижения разности
давлений. Холодопроизводительность
компрессора В. Д. регулируется в зависимости от
температуры кипения в термоизмерительном
сосуде, а компрессора Н. Д. — в зависимости от
температуры кипения в циркуляционном
ресивере.
Воздушный конвейерный морозильный
аппарат LBH-12,5 представляет собой новую
модификацию аппарата типа LBH и по конструкции
аналогичен морозильным аппаратам,
устанавливаемым на судах постройки ГДР [1].
34

Производительность аппарата 13,5 т для
-тропических районов и 15 т (сельди средней
величины) для северных районов за 23 ч работы при
начальной температуре рыбы 10 °С и
замораживания ее до температуры в центре блока —23 °С.
Количество двойных блок-форм в аппарате
140 шт,
Морозильный аппарат обслуживается
винтовым компрессором S3-900A холодопроизводи-
тельностью 99 кВт (85000 ккал/ч) при
температурах кипения —42 °С и конденсации 36 °С.
При работе по схеме с теплообменником
(«экономайзером») поверхностью охлаждения 4 м2 хо-
лодопроизводительность агрегата при тех же
условиях повышается до 108 кВт (93000 ккал/ч).
Испытания проводили в основном в
Баренцевом море при температуре наружного воздуха
~-13~0 °С и забортной воды 4—7 °С.
Температура воздуха в рыбообрабатывающем цехе была
15— 17°С, относительная влажность 80—90 %.
Замораживали мойву с начальной
температурой 7 °С.
В Норвежском море испытания проводили
при температуре наружного воздуха 0—10 °С
и забортной воды 12 °С. Замораживали путассу
(разделанную) с начальной температурой 11 °С.
За рейс холодильная установка с морозильным
аппаратом FGP-25-3 отработала 1040 ч, а с
морозильным аппаратом LBH-12,5—950 ч.
Морозильный аппарат FGP-25-3 при испытании с
проверкой производительности непрерывно
работал 72* ч.
Мойву замораживали блоками 10 кг +2 %.
Средняя масса блока 10,16 кг. Температуру в
центре каждого блока измеряли сразу же после
выхода его из морозильного аппарата в трех
точках, по которым определяли среднюю
температуру блока.
Результаты измерений температуры в блоках
рыбы после замораживания в аппарате FGP-25-3
представлены на рис. 1. Как видно из графика*
средняя температура в центре замороженных
блоков при одном и том же такте работы
колеблется в широком диапазоне, который зависит от
степени контакта замораживаемой рыбы с
морозильными плитами и плотности
замораживаемого блока рыбы. При этом с увеличением
продолжительности замораживания диапазон колебаний
температур значительно уменьшается. Во всех
замороженных блоках средняя температура в
центре —25 °С достигается при такте работы 63,5 с,
что соответствует производительности
аппарата 26т за 23 ч работы. Аппарат может работать
на ускоренном режиме при минимальном такте
40 с. Испытания показали, что
производительность аппарата 26 т за 23 ч при длительной
работе обеспечивается, если на операции по загрузке
рыбы в рамки (окантовки) работают два челове-
Чределы раздроса
' средней те^ •
\туры б центре
1 /^ плпкоо ры'ды
35 34 JJ 32 Л 30 29 28 27 26 15
Производительность, т/23ч
Рис, 1. Зависимость средней температуры в центре
блока от длительности такта при замораживании мойвы
в аппарате FGP25-3 (средняя температура R22 в пли»
тах —60,5 °С).
ка. Оттаивать и чистить аппарат при
замораживании мойвы необходимо через 5 суток работы.
Продолжительность оттаивания, которая
осуществляется забортной водой с температурой не
менее 15 °С, составляет 30 мин, а санобработка
ротора с последующей просушкой — 80 мин.
Для путассу (разделанной) получены
аналогичные результаты испытаний по массе блоков,
температуре в центре замороженных блоков и
производительности морозильного аппарата.
Параметры работы двухступенчатой
холодильной установки, указанные в инструкции по
обслуживанию установки, обеспечивались при
различных тактах работы морозильного
аппарата и температурах конденсации. Средние
параметры работы холодильной установки составили:
Температура, °С
кипения в циркуляционном ресивере
R22 на входе в;морозильный аппарат
R22 на выходе из морозильного аппарата
Давление, кПа (кгс/см2), R22 на выходе
из морозильного аппарата
Температура, °С
на всасывании компрессора Н. Д.
на нагнетании компрессора Н. Д.
на всасывании компрессора В. Д.
Производительность, %
компрессора Н. Д.
компрессора В. Д.
Нагрузка, А, на электродвигатель
компрессора Н. Д.
компрессора В. Д.
Температура, °С
паров на выходе из теплообменника
жидкого R22 на выходе из
теплообменника
жидкого i R22 на] выходе из
теплообменника возврата масла
жидкого R22 на выходе из сухопарника
циркуляционного ресивера
конденсации
Давление, кПа (кгс/см2)
на всасывании насоса хладагента
на нагнетании насоса хладагента
—63
—62
—57
343C,5)
—45
¦
т
s
168
165—252
—17
—15
—24
—32
30
19,6@,2)
470D,8)
35

В период работы морозильного аппарата
FGP-25-3 из-за неисправности, в основном в
первую половину рейса, аппарат работал
недостаточно устойчиво.
При замораживании мойвы блоками 10,5 кг +
+2% наблюдались частые заклинивания блоков
при выгрузке из ротора и выбивке рамок.
Основные причины неисправности:
несоблюдение при сборке ротора требуемых размеров
конусности F2—0,4 мм-^64—0,4 мм) между
морозильными плитами (выявлено, что около 30%
морозильных плит установлено с отступлением
от требуемой конусности вплоть до установки
некоторых плит с отрицательной конусностью в
сторону выгрузки блоков); применение низкого
качества манжетов в гидроцилиндрах привода
ротора; выход из строя инициаторов
возбуждения.
Выявленные неисправности устранены в
период подготовки судна ко второму рейсу. Ряд
рекомендаций после их проработки будет внедрен во
время гарантийного ремонта судна.
Элементы узла загрузки (разгрузки) аппарата
просты и их можно изготавливать или
восстанавливать в судовых условиях.
Конструкция аппарата позволяет проводить
качественную санобработку. Обеспечен
удобный доступ ко всем узлам для их ремонта и
замены. Применено большое количество типовых
узлов гидравлики» которые используются в
других аппаратах и в системах судна, что
положительно будет сказываться при их обслуживании.
Таблица 1
Вид рыбы
Сельдь
Сардина
Сардинелла
Скумбрия
крупная
средняя
Ставрида
крупная
средняя
Зубан
Карась
Пеламида
Хек
Сабля
Филе
Мелочь
Мойва

Обработка рыбы
Hep аз
деланная
То же
»
»
»
»
»

Разделанная
1 То же
1 »
»
| »
Масса
навески, кг+2%
10,0—10,5
10,0—-10,5
9,5
9,0—9,5
9,5—10,0
9,0—9,5
1 9,5—10,0
9,0—9,5
9,0—9,5
10,0—10,5
10,5
10,0—10,5
! п,о
10,5
| 10,0—10,5
Такт,
с
67—58
67—58
74
82—71
80—67
82—71
80—67
82—70
82—70
67—58
63
67—64
54
63
63—58

Производительность,
т/23 ч
25,0—30,0
25,0—30,0
21,0
; 18,0—22,0
| 19,5—25,0
18,0—22,0
19,5—25,0
18,0—22,5
18,0—22,5
25,0—30,0
27,5
25,0—27,0
34
27 5
26,0—30,0
Предусмотрены необходимые меры по технике
безопасности для обслуживающего персонала.
При замораживании других пород рыб ФЭБ
Кюльаутомат рекомендует массы навесок и
время такта (табл. 1), которые будут уточняться
при дальнейших промысловых испытаниях на
различных породах рыб.
Такая проверка тем более необходима, что от
выбранной массы навески для каждой породы
рыб в конечном итоге зависит не только
производительность аппарата и качественное
замораживание, но и надежность его работы. В связи
с этим всесторонняя оценка
технико-эксплуатационных характеристик плиточного роторного
морозильного аппарата при работе на
различных породах рыб и в различных
гидрометеорологических условиях может быть дана после
проведения промысловых испытаний.
Морозильный аппарат LBH-12,5 непрерывно
работал в течение 11 сут. Зависимости средней
температуры в центре каждого блока и
температуры воздуха на выходе из секций
воздухоохладителя морозильного аппарата от
продолжительности работы аппарата при температуре
кипения хладагента —43 °С приведены на рис. 2.
Испытания показали, что температура в
центре во всех замороженных блоках —23 °С
достигается при такте ПО с, что соответствует специ-
фикационным характеристикам аппарата.
Как видно из рис. 2, для обеспечения спе-
цификационной температуры в центре
замороженных блоков II секцию воздухоохладителя
необходимо оттаивать на пятые сутки работы, а
весь аппарат через 6—7 сут работы.
Перед оттаиванием температура воздуха на
выходе из 11 секции повысилась с —37 до —35 °С,
а на выходе из III секции с —37 до —34 °С.
Токовая нагрузка вентиляторов секций II и
III перед оттаиванием уменьшилась
соответственно на 2 и 1,2 А.
При испытаниях было установлено, что
оттаивание I секции воздухоохладителя необходимо
проводить через каждые 8 ч. В этом случае
температура воздуха на выходе из I секции под»
держивается в пределах —9-^—8 °С.
Таким образом, признаком оттаивания
воздухоохладителя посекционно и всего аппарата в
целом (при /0——43 °С) является повышение
температуры воздуха на выходе из I секции
воздухоохладителя до —8 °С, II секции — до
—35 °С, а оттаивание всего аппарата должно
проводиться после предварительного
оттаивания II секции — при повышении температуры
воздуха на выходе из III секции до —34° С, а
также понижения токовой нагрузки
электродвигателей вентиляторов II секции на 2А и III
секции на 1,2 А.
36

.^^АЛТк^^Х^у-
' 96 ' 10J W ' 119 ' 106 ' Ш ' Ш 700' 3d ' wflft
Тан т. радо ты (средний), с
Рис. 2. Зависимость средней температуры в центре
блока, температуры воздуха на выходе из секций
воздухоохладителя от продолжительности работы
морозильного аппарата LBH-12,5 при замораживании
мойвы:
/ — температура воздуха на выходе из I секции
воздухоохладителя; 2 — пределы разброса средней температуры в центре
блоков рыбы; 3 — температура воздуха на выходе из II и III
секций воздухоохладителя.
Воздухоохладитель оттаивается горячими
парами хладагента.
Для оттаивания воздухоохладителей
морозильного аппарата требовалось несколько
больше времени, чем предусмотрено в инструкции по
обслуживанию аппарата. В связи с этим
средняя продолжительность работы морозильного
аппарата в сутки составляет около 21,5 ч, что
соответствует производительности 14,02 т для
северных условий.
Компрессор S3-900A, обслуживающий
морозильный аппарат LB#-12,5, в течение всего
рейса работал с постоянно подсоединенным
промежуточным теплообменником («экономайзером»)
с нагрузкой 100 %.
Параметры работы холодильной установки с
«экономайзером» и без него приведены в табл. 2.
Из табл. 2 видно, что при отключении
«экономайзера» температура кипения в
воздухоохладителях повышается на 2—4 °С, а средняя
температура воздуха — на 8,1 °С» в связи с чем
не обеспечивалось замораживание рыбы до спе-
цификационной температуры в центре блока.
При работе с «экономайзером» нагрузка на
электродвигатель компрессора возрастает на 15—
30%, что свидетельствует об увеличении холодо-
производительности компрессора.
В целях проверки работоспособности
винтового компрессора нового типоразмера для
провизионной кладовой молочных продуктов был
установлен винтовой компрессор типа
S2-20 холодопроизводительностью 3,77 кВт
Таблица 2
Параметры
Температура, °С
кипения
конденсации (без
изменения количества
охлаждающей воды)
хладагента на всасывании
в компрессор жидкого
хладагента на выходе из
конденсатора жидкого
хладагента на выходе из
«экономайзера» паров
хладагента на выходе из
«экономайзер а»
Средняя температура
воздуха в туннеле морозильного
аппарата, °С
Давление кипения в
«экономайзере», кПа
Потребляемый ток? А
Производительность
компрессора, %
Такт работы морозильного
аппарата, с
Работа холодильной
установки
«с
экономайзером»
—43-г—45
32—36
_40^ — 43
30—31
—12^ 17
_18-е—25
—30,7
29-44
240—260
| 100
i 95
без
«экономайзера»
_41^—42
28—30
—36^—40
27—29
—27,6
190—210
100
95
C250 ккал/ч) при температуре кипения—15° С
и конденсации 40 °С» работающий на R12.
Установленная мощность электродвигателя
компрессора 4 кВт. Средние параметры
эксплуатации компрессора: температура кипения —17 °С,
температура конденсации 35 °С.
Испытания показали, что параметры работы
двухступенчатой холодильной установки
практически совпадают с параметрами, указанными
в инструкции по обслуживанию. В связи с тем
что испытания проводили в северных условиях
при замораживании мойвы и путассу, оценить
соответствие результатов промысловых и
стендовых испытаний морозильного аппарата FGP-
25-3 не представляется возможным, так как
последние проводили на других породах рыб и
массах навесок. Для определения специфика-
ционных характеристик, надежности
морозильного аппарата FGP-25-3 после устранения
выявленных недостатков необходимо провести
испытания при замораживании основных пород
рыб (скумбрии, ставриды, сардины, зубана,
карася и др.) в районе тропиков.
По результатам испытаний уточнена
производительность морозильного аппарата LBH-12,5,
которая принята для умеренных условий
13,5 т/23 ч и для тропических 12,5 т/23 ч.
•.Наблюдение за работой винтового
компрессора S2-20 будет продолжено.
37

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. В а с и л ь е в В. К* Скороморозильный аппарат
непрерывного действия с воздушным охлаждением.—
Рыбное хозяйство» 1967, № 2.
2. Модифицированный роторный
морозильный аппарат с низкотемпературной фреоновой
холодильной установкой /Р. Клейдерманн, К- Лоссе,
Б. Хелерт и др. — Холодильная техника, 1978,
№ 10.
УДК [66.047.25:637.352].001.24
Метод расчета продолжительности сублимационной сушки творога
Канд. техн. наук В. П. ЛАТЫШЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В. П. АГАФОНЫЧЕВ
НПО «Комплекс»
В целях совершенствования инженерных
методов расчета представим технологический
процесс сублимационного консервирования в виде
функциональной схемы (рис. 1). В дополнение
к имеющейся симметричной физической схеме
(рис, 2) процесса [2] допускаем:
в промежуточной зоне (зоне сублимации) доля
вымороженной воды со изменяется линейно по
ее толщине от начального значения до нуля;
температура зоны сублимации постоянна и
соответствует температуре сублимации льда;
средневременной коэффициент
теплопроводности %! за период постоянного энергоподвода
%г равен коэффициенту теплопроводности
объекта сушки с влажностью
W0(\ — (о)
где №0—исходная влажность;
Вход
Л
\
w0m
ft .
1
IE ¦
/г-
?max
'
IF
^min i
;
/
Выход
/
/
/
(W
2 *
T
Ь
Y
Рис. 1. Функциональная схема процесса:
/ — сублиматор; // — линия подготовки сырья; /// — система
энергоподвод&; IV — десублиматор; V — упаковка готовой
продукции; W 0 — исходная влажность объекта сушки; р0 —
исходная плотность объекта сушки; h — определяющий размер
объекта сушки; qt — плотность начального теплового потока;
7'тах— максимальная температура объекта сушки; ^min~
минимальная температура объекта сушки: W * —
конечная влажность объекта сушки; ^—^тпйх — к©нечная
температура объекта сушки; тк — длительность процесса.
средневременной коэффициент
теплопроводности Я2 за периоды снижения энергоподвода т2
и досушки т3 равен коэффициенту
теплопроводности объекта сушки с конечной влажностью
W2 при Тюах.
Продолжительность периодов процесса
определяем из уравнений баланса энергии»
составленных для каждого периода с учетом принятых
допущений.
Для периода постоянного энергоподвода %1
при принятых допущениях нами получена
расчетная формула, внешне совпадающая с
аналогичным выражением, приведенным в [3, 4]:
Tl^ 7\ * A)
здесь р0—исходная плотность продукта;
'"с —Удельная теплота сублимации льда;
^ = ^max — Tmin;
qx —- плотность начального теплового потока.
Однако, в отличие от формул для хъ
имеющихся в [3, 4], в предлагаемом здесь выражении
A) коэффициент теплопроводности Xt
определяется при доле влаги W ъ а не W 2. Этим
учитывается изменение эффективного
коэффициента теплопроводности в ходе процесса.
Продолжительность периода снижения
энергопровода т2 рассчитывали по закону сохранения
энергии
М2ГС = ^Ср2^Т2»
'->
где М2 — масса льда, сублимированного за период т2;
^ср2'—плотность средневременного теплового потока
за период т2.
В 1-й момент времени периода т2 плотность
теплового потока
АГ
hi
JL
<¦>
где hi — толщина сухой зоны в 1-й момент времени
периода т2;
Д/— постоянный коэффициент.
По теореме о среднем значении функции q
при изменении сухой зоны от h1 до h (см.
рис. 2)
38

Вакуум, р* const
Л , '1
Рис. 2. Физическая схема процесса:
1 — зона сухого продукта; 2 — зона сублимации; 3 — зона
замороженного продукта; / — поток массы; q — поток тепла.
%лт ы
^ср2 :
Из уравнения B) с учетом D)
PoW0cofс (^-МЛ8
Vih
D)
Я2ДГ71 ln-^д^
Формулы для расчета т2 в работах [3, 4]
получены при условии, что скорость продвижения
зоны сублимации в течение данного периода
линейна. Допущение о нелинейности в нашем
случае более соответствует физике процесса,
выявленной Э. И. Гуйго и А. И. Васильевым [2].
Продолжительность периода досушки т3
находим следующим образом. За время досушки
т3 данному объему объекта сушки V=Fh (F —
площадь поверхности продукта, через которую
передается тепловой поток ) было сообщено
количество энергии Qv. В результате этого
температура продукта по всему объему возросла и
стала' равной Гшах, а влажность уменьшилась
W0 A-ю) ш
otW1= l_Wo(D до W2.
По закону сохранения энергии
: Л{>
у г
ср 3
:
.
. Выразим т3 из формулы F) с учетом G) и
умножим числитель и знаменатель на h:
где q3 — плотность теплового потока в период т3;
/о — энтальпия объема продукта V в конце досуш- .
ки;
7^— энтальпия объема продукта V в начале
досушки;
гц —-удельная теплота испарения воды;
AGB —масса воды, испарившейся за время досушки т3.
'Так как в конце периода досушки ДТ=0, то
принимаем средневременной градиент
температуры по толщине объекта сушки за период т3
h
[(/2p-/D + VK?B]2ft2
vK&t
Представим
11 = i2p0
/Г = '1РоA
1-W„
!••:
AG,-p0V T±
1 -- Г.,
- W„co) V;
•W»
•V,
(8)
(9)
A0)
(ID
где ix, i2T-удельные энтальпии продукта в начале
и конце процесса досушки.
Из уравнения (8) с учетом (9), A0), A1)
получим:
.^О-Госо)!
+ Ги\~тЬ
1
~г2
+
1—V.
2p0fe2
A2)
Период досушки т3 наименее изучен. -В
работе [3 ] приведена формула для расчета величины
т3, полученная из уравнения баланса энергии,
которая учитывает только количество энергии,
затраченное на испарение воды в диапазоне вла-
госодержания от критического УкРДО конечного
VK. Формула A2), предложенная авторами для
расчета т3, более полно, чем соответствующая
формула из работы [3], описывает механизм
процесса досушки, так как включает еще и
затраты энергии на нагрев объекта сушки с
изменяющейся влажностью,
Продолжительность процесса в целом:
% = Ч + ^2 + Ч = 2 "" +
?1
+
ЛйМ^-МЛ2
м^1^т^г
i^r,
.^A-tf»
+ 'u
'•»
¦Г9
¦ИГ*
1Г0со
U?2
2р0/г2
Я2ДГ
A3)
Разработанная аналитическая модель,
включающая формулу A3) и зависимости из работ
[7, 8, 9], была применена для расчета процесса
сушки творога.
Достоверность разработанной аналитической
модели процесса, включающей уравнение A3)
и зависимости, полученные в [7, 8, 9], была
проверена путем сопоставления результатов расчета
по данной модели с результатами
экспериментов.
Рассматривали два основных варианта
процесса, применяемых в промышленности: сушка
39

Форма
продукта при
сушке
Сплошной
слой
Гранулы
«N» опытов ;
1
9
3
4
5
6
7
8
Состав продукта
в
0,65
0,65
0,65
0,73
-0,73
0,80
-0,76
0,73
5s
4ХО
0,18
0,18
0,18
0,09
-0,11
0,09
-0,11
0,11
!
6
6
9
5
5
5
9
9
40
40
48
45
45
45
45
20
и
—13
—13
—15
—20
—25
—25
-~~23
—20
т
0,90
0,90
0,91
„ ,?.
0,936
0,936
0,93
0,925
1,0
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
w2
си
ф
0,03
0,020
0,020
0,018
0,026
0,032
щ
о
в
а,
0,03
0,023
0,021
0,018
0,018
0,020
0,036
V ч
S3
Си
ф
с н
о я
id а»
CDS
4,00
7,00
3,50
4,35
6,2
10,5
н
«и
кг
о
eg
3,88
7,50
3,60
3,14
4,86
7,57
10,74
Примечание
По данным Н, Г.
Алексеева
(ЛТИХП)
Расчет авторов по
исходным данным
Н. Г. Алексеева
Данные авторов
То же
Данные авторов
То же
тельность процесса в опыте № 6 увеличивается
с 3,14 до 4,86 ч по сравнению с опытом № 5 в
результате повышения доли влаги на 7 % и
уменьшения доли жира на 2 %.
Сопоставление расчетных и
экспериментальных значений W 2 ш %к показывает, что
разработанную аналитическую модель с достаточной
точностью можно применять при инженерных
расчетах процесса сублимационной сушки
творога на различных сублимационных установках.
С помощью предложенной аналитической
модели можно количественно оценить влияние
параметров процесса сублимационной сушки не
только на его продолжительность, но и качество
продукции.
Рассмотренная модель базируется на
физических свойствах объекта сушки и не содержит
эмпирических коэффициентов, поэтому
позволяет рассчитывать параметры процесса для
различных режимов, включая гипотетические, без
предварительного проведения опытных сушек.
Благодаря представлению физических свойств
объекта сушки в виде однотипных
аналитических зависимостей для решения задач
моделирования и оптимизации можно использовать
средства вычислительной техники.
Предложенная модель в большей степени
соответствует физике процесса, чем наиболее
надежные известные модели при равенстве
точности расчетов продолжительности
сублимационной сушки. Она позволяет расширить
инженерные расчеты процесса сублимационной
сушки пищевых продуктов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Г о р о н о в с к и й И. Т., НазаренкоЮ. Н.,
Н е к р я ч Е. Ф. Краткий справочник химика.
Киев, Наукова думка, 1974.
продукта в сплошном слое на плоском противне
и в гранулированном виде на оребренном
противне высотой Н=6(Ь 10~~3 м и с расстоянием
между ребрами 2/i=18-10 м [4].
При сушке в слое принимали V=const. При
сушке гранул происходит усадка слоя
(коэффициент усадки 1=1,3).
Свойства творога, необходимые для расчета,
были исследованы авторами ранее в широком
диапазоне состава и температур [7, 8, 9].
Значение W 2 рассчитывали по методике,
предложенной авторами ранее [7, 8].
Удельную теплоемкость, энтальпию и долю
вымороженной воды определяли по
соотношениям, полученным в [5].
Значения коэффициентов теплопроводности
находил иАпо зависимостям работы [6].
Среднюю за период т3 удельную теплоту
испарения воды ги определяли по данным работ
11, 7].
Эксперименты по сушке творога проводили
на .сублимационных установках в
межотраслевой лаборатории сублимационной сушки НПО
«Комплекс». Результаты расчетов и
экспериментов представлены в таблице.
Расхождение расчетных и экспериментальных
данных объясняется колебаниями управляющих
параметров дъ Гмах, Тт1п в ходе эксперимента,
отклонением опытных входных параметров
W0y р0, h от расчетных, принятыми допущения»
ми при построении аналитической модели,
окончанием испытаний раньше момента
выравнивания влажности и температуры по объему про»
дукта.
Существенное влияние на процесс
сублимационной сушки оказывают содержание влаги и
жира в сырье. Например, расчетная продолжи-
40

2. Г у й г о Э, И., ЖуравскаяН. К., К а у х -
чешвилиЭ. И. Сублимационная сушка в
пищевой промышленности. М., Пищевая
промышленность, 1972.
8. КамовниковБ. П. Расчет длительности
процесса сублимационной сушки мясных продуктов.-—
Мясная индустрия, 1979, № 5,
4. Камовников Б. П., Семенов Г. В.,
Розенштейн Н, Д. Исследование процесса
сушки и оптимизация сублимационных установок,
перерабатывающих пищевые продукты.—
Холодильная техника» 1976, № 1.
5. ЛатышевВ. П. Рекомендации по расчетам теп-
лофизических свойств пищевых продуктов. М.,
ВНИХИ, 1977.
УДК [634.11:631.811.43:664.85.03.056
В. Ф. ВОРОБЬЕВ, д-р с.-х. наук, проф. 3. А. МЕТЛИЦКИЙ
Научно-исследовательский зональный институт
садоводства Нечерноземной полосы РСФСР
О. М. ВЫСОЦКАЯ, канд. техн. наук Н. А. МОИСЕЕВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Качество плодов при хранении в значительной
степени зависит от их устойчивости к различным
инфекционным заболеваниям и функциональным
расстройствам. Устойчивость — активный
физиологический процесс. Она вырабатывается в
процессе проведения комплекса мероприятий
как при выращивании плодов в саду, так и при
подготовке к хранению после сбора урожая.
Установлено, что на процессы старения плодов,
сопровождающиеся обычно рядом
функциональных расстройств и поражением плесневыми
грибами, большое влияние оказывает
сбалансированность снабжения плодов основными
элементами питания/ особенно обеспеченность
кальцием, а также доуборочная обработка
фунгицидами [1, 2, 6].
Вместе с тем, как показали наблюдения
последних лет у нас и за рубежом, применение
новых эффективных фунгицидов, не содержащих
кальций, обусловило ухудшение лежкости ряда
сортов яблок из-за недостатка его в плодах.
В связи с этим проводятся интенсивные поиски
способов обогащения яблок кальцием.
Экспериментально доказано, что при корневой
подкормке кальций плохо перемещается по
тканям дерева и до плодов не доходит. Не
поступает он также в плоды и при нанесении препаратов,
содержащих кальций, на листья. Поэтому для
полноценного снабжения плодов этим
элементом требуется наносить его непосредственно на
плоды [5]. Выбор оптимальной концентрации
6. Латышев В. П. Метод приближенного расчета
коэффициента теплопроводности некоторых пищевых
продуктов.— Холодильная техника, 1979, № 10.
7. Л а т ы ш е в В. П.» А г а ф о н ы ч е в В. П.
Давление водяного пара над творогом и теплота
испарения воды из него.— Холодильная техника, 1979,
№ 5.
8. ЛатышевВ. П., Агафон ычевВ. П.
Метод расчета давления водяного пара над пищевыми
продуктами в широком диапазоне влагосодержа-
ний.— Холодильная техника, 1978, № 12.
9. L a t у s h e v V. Р., О г е г о v а Т. М., A g a -
fonychev V. Р.— XV International Congress
of Refrigeration. Venezia, 1979, Preprint В1-66,
кальция зависит от сортовых особенностей
плодов и условий их произрастания.
Зарубежные эксперименты показали, что
многократные E—6 раз) опрыскивания препаратами
кальция и погружение плодов непосредственно
в раствор эффективно влияли на снижение
различного рода расстройств [3, 4].
Эти же способы внекорневых подкормок
кальцием (опрыскивание до сбора урожая и
погружение в раствор снятых плодов) изучены на двух
наиболее распространенных в Нечерноземной
зоне РСФСР сортах яблок ¦— Антоновке и Уэл-
си. Изучалось влияние концентрации
препаратов, кратности и сроков обработки на качество
плодов при холодильном!хранении.
Для обработки плодов в качестве источника
кальция использовали технический раствор
хлористого кальция, в качестве фунгицида — фун-
дазол. Применяли следующие концентрации
хлористого кальция: 0,6 и 1 % при дву- и
трехкратном опрыскивании; 2,5 % и 5 % при
однократном опрыскивании и 4 % при обработке плодов
методом погружения. Фундазол с
концентрацией 0,1 % применяли, одновременно с
опрыскиванием раствором хлористого кальция. В случае
обработки плодов методом погружения деревья
опрыскивали фундазолом] предварительно.
Сбор плодов проведен в два срока: 30 сентября
и 7 октября в 1976 г., 20 и 27 сентября в 1977 г.,
2 и 7 октября в 1978 г. При этом вегетационный
период в 1976 и 1978 гг. характеризовался как
прохладный и влажный, а в 1977 г. как теплый
и сухой.
Результаты экспериментальных исследований
показали весьма существенное положительное
влияние^ опрыскиваний раствором хлористого
Влияние обработки плодов яолони кальцием на их качество
при холодильном хранении
41

Таблица 1
Варианты обработки
Дата обработки
Выход товарных плодов, %
Контроль
0,6% СаС12
0,6% СаС12 + 0,1% фундазол
29/VIII, 9/IX
29/VIII, 9/IX
30/IX—1976 г.*
59,6
78,4
89,1
7/Х—1976 г.
58,5
97,2
Контроль
1% СаС12 + 0,1% фундазол
2,5% СаС12 + 0,1% фундазол
5% СаС12 + 0,1% фундазол
4% СаС12 (погружение) + 0,1% фундазол
22/VIII, 1/IX
1/IX
1/IX
1/IX (после сбора)
20/IX—1977 г.*
28,5**
56,2**
61,2**
57,3**
45,6**
27/IX—1977 г.
60,5
94,0
55,9
67,3
49,7
Контроль
1% СаСЦ+0,1% фундазол
2,5% СаС12 + 0,1% фундазол
5% СаС12 + 0,1% фундазол
4% СаС12 (погружение) + 0,1% фундазол
0,1% фундазол
l/IX, 13/IX
13/IX
13/IX
\ 2/Х, 7/Х (после сбора)
2/X—1978
74,6
89,5
82,6
81,1
73,9
74,9
* Дата сбора урожая.
** Хранение в течение 90 дней, в остальных случаях ¦
110 дней.
7/Х—1978 г.*
78,7
93,6
85,6
88,8
83,1
79,1
Таблица 2
Варианты обработки
Контроль
0,6% СаС12
0,6% СаС12 + 0,1% фундазол
0,6% СаС12
4% СаС12 (погружение)
Контроль
1% СаС12 + 0,1% фундазол
2,5% СаС12 + 0,1% фундазол
5% СаС12 + 0,1% фундазол
4% СаС12 (погружение)+0,1% фундазол
Контроль
1% СаС12+0,1% фундазол
2,5% CaCU + 0,1% фундазол
5% СаС12 + 0,1% фундазол
4% СаС12 (погружение)+ 0,1% фундазол
Дата сбора
2/Х—1976 г.
|16/1Х—1977 г.
2/Х—1978 г.
Дата обработки
29/VIII, 9/IX
29/VIII, 9/IX
29/VIII,3/IX,9/IX
2/Х (после сбора)
20/VIII, 27/VIII
27/V111
27/VIII
16/IX I (после сбора)
¦ 1/IX, 13/IX
13/IX
13/IX
2/Х (после сбора)
Выход товар ных f плодов, %
61,1
57,3
93,6
77,2
84,2
56,3*
98,3
93,4
91,7
92,7
87,8**
97,2**
92,2**
92,9**
90,8**
хранение 120 дней; **—хранение 15Э деей, в остальных случаях — 210—240 дней.
кальция на лежкость плодов — уменьшилось их
физиологическое старение с сопутствующим ему
внутренним побурением мякоти, а при
добавлении в раствор фунгицида — также и поражение
плесневыми грибами.
У сорта Антоновка (табл. 1) опрыскивание
0,6 %-ным раствором хлористого кальция
примерно за месяц до сбора и повторно через 2
недели позволило в 1976 г. при раннем сборе
увеличить на 18,8 %, по сравнению с контролем,
выход товарных плодов после ПО дней хранения.
Еще лучшая сохранность (89,1 % товарных
плодов) была достигнута добавлением 0,1 % фунда-
зола при повторном опрыскивании хлористым
42

кальцием. При позднем сборе G октября 1976 г.)
к третьей декаде января сохранилось 97,2 %
товарных плодов, в то время как в контроле
всего 58,5 %. Трехкратное опрыскивание не
выявило преимуществ перед двукратным
опрыскиванием. Не оправдало себ>~. и погружение
плодов на 15 мин в 4 %-ный раствор хлористого
кальция, ¦
В 1977—1978 гг., наряду с двукратным, провели
однократное опрыскивание растворами с
повышенными концентрациями хлористого кальция
B,5 и 5%).
Яблоки урожая 1977 # г. характеризовались
пониженной лежкостью, тем не менее при
раннем сборе плодов выход товарных яблок был
примерно одинаковым во всех вариантах
обработки, но в 2 раза выше, чем в контроле. При
позднем сборе наибольший эффект, по сравнению
с другими вариантами обработки и контролем,
дало двукратное опрыскивание 1 %-ным
раствором хлористого кальция. Те же результаты пд-
лучены и при обработке яблок урожая 1978 г.
В опытах с сортом Уэлси обработка
кальцием оказала еще более положительное влияние
(табл. 2).
Двукратное опрыскивание 0,6 %-ным
раствором хлористого кальция в сочетании с фундазо-
лом при повторном опрыскивании увеличило
выход товарных плодов урожая 1976 г, после ПО
дней хранения на 32,5 % по сравнению с
контролем. В 1977 г. срок хранения яблок был еще
больший — 210—240 дней. Если для контрольных
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 687322 B1) 2483428/23-06 B2) 27.04.77 2E1)
F 25 В 29/00; F 24 D 11/02; F 25 В 27/00 E3) 621.578
G2) А. Хандурдыев, А. Нургельдыев
E4) УСТАНОВКА ДЛЯ ОТОПЛЕНИЯ И
ОХЛАЖДЕНИЯ ЗДАНИЙ» содержащая емкость с теплоносителем,
нагреваемым лучами солнца и охлаждаемым
окружающим воздухом, и подключенные к емкости теплообмен-
ные приборы, размещенные внутри здания,
отличающаяся тем, что, с целью повышения экономичности
путем обеспечения естественной циркуляции
теплоносителя, в качестве которого использовано легкокипя-
щее вещество, преимущественно фреон-113, емкость
выполнена двухсекционной и одна секция, служащая
для охлаждения здания, размещена на его крыше и
выполнена в виде орошаемой водой трубной
поверхности с поддоном, а вторая секция выполнена з виде
горячего ящика и размещена ниже уровня теплообмен-
ных приборов.
плодов такой срок хранения оказался
нецелесообразным (выход товарных яблок всего 56,3 %),
то во всех вариантах обработки раствором
хлористого кальция выход товарных плодов был
очень высоким: 91,7—98,3 %. В оптимальном
же варианте отходы составили всего 1,7 %.
По полученным результатам видно, что
обработка плодов раствором хлористого кальция
является весьма эффективным средством для
улучшения сохранности их качества и
увеличения сроков хранения. При этом наибольший
эффект дает двукратное, за 5 и 3 недели до
планируемого срока сбора, опрыскивание 1 %-ным:
раствором хлористого кальция с добавлением в
раствор 0J % фундазола при повторной
обработке.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. ГудковскийВ. А., УрюпинаТ. Л. По-
ражаемость плодов горькой ямчатостью в
зависимости от размера и расположения в кроне.— Вестник
сельскохозяйственной науки Казахстана, 1977, № 6.
2. Гудковский В, А., УрюпинаТ. Л.
Содержание кальция в плодах и его роль в
устойчивости их к физиологическим заболеваниям.—
Вестник сельскохозяйственной науки Казахстана, 1977,
№ 12.
3. Baugerth F.— Qudi, plant, 1976, Bd. 26, № 4.
4. Wieneke J,— Erwerbsobstbau, 1976, Bd. 13,
№ 9,
5. Wieneke J., Benson N.—• Gartenbauwiss,
1966, Bd. 31, № 4.
6. Wilkinson B. G.— N. A. A. S. Quarterly
review, 1962, № 40.
A1) 685880 B1) 2422317/23-06 B2) 22.11.76 2E1) F
25 В 1/02 E3) 621.574.91G2) В. И. Орлов, В. П.
Латышев G1) Проектно-конструкторско-технологическое
бюро по вагонам и Всесоюзный научно-исследователь
ский институт холодильной промышленности
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА, преимущественно
транспортная, содержащая замкнутый
циркуляционный контур для хладагента, в котором
последовательно установлены многоцилиндровый компрессор,
конденсатор, переохладитель с входным и выходным
патрубками соответственно жидкого и парообразного
хладагента, дроссельный вентиль и испаритель, и линию
связи контура с входным патрубком переохладителя,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
экономичности и надежности при получении низких температур,
например ниже —20 °С, в контур между конденсатором
и переохладителем включен по крайней мере один
регенеративный теплообменник и по меньшей мере один
из цилиндров компрессора имеет самостоятельную
всасывающую линию, подключенную через паровое
пространство теплообменника к выходному патрубку
переохладителя, а линия связи входного патрубка
переохладителя с контуром подсоединена к последнему
между переохладителем;и дроссельным вентилем и
снабжена автономным дроссельным вентилем.
VVV\AAA/\A/\AA/\/\/V\A^
43

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК [621.57 .044:621.5.02 ].001.86.004
Использование воздушных
конденсаторов во фреоновых
холодильным машинам
В. А. ЕФИМОВ
Череповецкий металлургический завод
На Череповецком металлургическом заводе
эксплуатируются более 300 фреоновых холодильных
машин в составе автономных кондиционеров и
других холодильных установок различного
назначения, оснащенных кожухотрубными
конденсаторами с водяным охлаждением. Для
охлаждения конденсаторов используется в основном
техническая вода. Однако часть конденсаторов,
работающих в помещениях, где нет технической
воды, охлаждается питьевой водой, что при
стоимости ее 0,22 руб. за 1 м3 обходится очень
дорого. Кроме того, создается дефицит питьевой
воды, а также наблюдаются срывы работы
холодильных машин в часы наибольшего водоразбора.
Для снижения расхода питьевой воды и
улучшения работы оборудования во фреоновую
схему ряда холодильных машин был добавлен
воздушный конденсатор, в котором и происходит
конденсация хладагента. Кожухотрубный
конденсатор, включенный последовательно с
воздушным, работает при этом как дополнительный
ресивер. Баипасная линия позволяет при
необходимости отключать воздушный конденсатор,
например при ремонтах, и использовать для
конденсации кожухотрубный конденсатор.
Воздушный конденсатор вынесен на улицу.
В холодное время вентиляторы выключают и
конденсация происходит за счет низкой
температуры наружного воздуха.
УДК 681.58б,37:62!.564
Применение турбинных
расходомеров
для хладагентов
Ю. М. ВОРОБЬЕВ, канд. техн. наук В. С, УЖАНСКИЙ
ВНИИхолодмаш
Точное измерение объемного и массового
расходов жидких и газообразных хладагентов
является одной из трудных задач измерительной техни-
¦—¦—- Жидкий (рреон
—-х—-Газообразный фреон низнозо давления
__хх— Газообразный треон быс оного а облени я
— - ¦— Линии н приборам
-^—т?— Хладоноситель
-*—*-- Охлаждающая вода
Принципиальная схема! холодильной машины ХМ-
ФВ20/1 с воздушным конденсатором:
/ — испаритель; 2 — фреоновая регулирующая станция; 3 —
теплообменник; 4 ¦— воздушный конденсатор; 5 — баипасная
линия; 6 — компрессор; 7 — реле давления; 8 —
кожухотрубный конденсатор; 9 — ресивер.
Схема с воздушным конденсатором применена
в кондиционерах 1КС-12А (расход воды 2 м3/ч),
установленных в аглодоменной лаборатории, а
также в холодильной машине ХМ-ФВ20/1
(расход воды 9 м3/ч), работающей в кафе-столовой.
В кондиционерах 1КС-12А использован
воздушный конденсатор КВ-30, в холодильной
машине ХМ-ФВ20/1 — два конденсатора КВ-60
общей площадью 120 м2 (см. рисунок).
Установка воздушных конденсаторов дала
значительный экономический эффект.
ки. Это связано, в частности, с тем, что во
многих случаях приходится измерять малые
расходы, порядка 10~2—10" м3/ч. В этом диапазоне
распространенные способы измерений, например
нормальными сужающими устройствами, не
могут быть применены.
В 1976—1978 гг. во ВНИИхолодмаше
проведены испытания расходомеров турбинного типа
«Турбоквант» производства ВНР.
Выпускаемый ряд турбинных расходомеров
охватывает широкий диапазон васходов и давлений,
универсален по отношению к рабочим средам.
44

Рис. 1. Ряд турбодатчиков и вторичный электронный
прибор расходомера «Турбоквант».
Принцип действия турбинного расходомера
основан на преобразовании скорости потока
измеряемой среды в частоту вращения крыльчатки,
а частоты вращения крыльчатки — в
последовательность импульсов. Частота следования
импульсов измеряется частотомером,
отградуированным непосредственно в единицах расхода.
Расходомер включает первичный
преобразователь (турбодатчик) и вторичный электронный
прибор (рис. 1). '
Турбодатчик (рис. 2) состоит из
цилиндрического корпуса и вмонтированной в него
крыльчатки с двумя направляющими потока, передней
и задней. Вал крыльчатки вращается либо в
двух подшипниках скольжения (в зависимости
от назначения, они могут быть изготовлены из
тефлона, стеллита, вольфрам-кадмия или
бронзы), либо в подшипниках качения в герметичном,
закрытом или открытом исполнении.
Снаружи размещен индуктивный
преобразователь, генерирующий импульсы под
воздействием проходящих в его магнитном поле крыльев
турбинки, Концы обмоток индуктивного
преобразователя выведены на штепсельный разъем.
Турбодатчик монтируется на горизонтальном
участке трубопровода, при этом прямой участок
трубопровода перед датчиком должен быть не
менее 10 Dy, а после датчика не менее 5 DT
Материал датчика, соприкасающийся с
измеряемой средой,— нержавеющая или
углеродистая сталь, алюминий.
Семейство вторичных^приборов, выполненных
на интегральных схемах, позволяет вести
непосредственный отсчет расхода протекающего
вещества, суммировать его количество, а также
вводить информацию о расходе в
автоматизированные системы сбора и обработки
измерительной информации. ч ? г*
Результаты измерения расхода жидкости или
газа выводятся на стрелочный прибор, шкала
которого отградуирована в единицах объемного
расхода, .или на счетчик количества, который
подсчитывает объем вещества, прошедший через
турбодатчик за время измерения.
Вторичный прибор «Турбокванта» имеет
дополнительный токовый выход для
дистанционной передачи показаний.
Для получения результатов в единицах
массового расхода необходимо учитывать
параметры рабочей среды. В измерительный комплект
«Турбокванта» может входить специальный
датчик плотности среды. Вторичный прибор
расходомера по данным от турбодатчика и датчика
плотности среды указывает массовый расход.
Измерительный комплект «Турбоквант» может
быть также снабжен датчиком, реагирующим на
наличие в потоке жидкости газовых примесей,
и устройствами для автоматического
регулирования.
Техническая характеристика
Диапазон измерений, м3/ч
для жидкости A5 типоразмеров)
для газа A3 типоразмеров)
Диаметры условных проходов» мм
для жидкости
для газа
Погрешность измерения» %
для жидкости
для газа
Рабочие давления, МПа
Рабочий диапазон температур, °С
открытые подшипники
закрытые подшипники
подшипники из тефлона
Потеря давления при максимальном рас-
0,028—6500
0,66—20000
6—500
15—500
0,5
1,0
25
—200^+250
—50-^+150
_100-т-+100
0,025
ходе, МПа
Максимальная частота выходного
сигнала, Гц
для жидкости 1000±10%
для газа 3000±10%
Рис. 2. Турбодатчик:
I — корпус; 2 ¦— передняя направляющая; 3 — задняя
направляющая; 4 — ротор; 5 — якорь; 6 — магнит; 7 — катушка;
8 — зажимное кольцо .
§

к
jw
,-kr/
ш"
"К,
пдш
110/2203
50 Гц '
gftrr
-^
шшш
шшп
/J
%n^.i
Рис. 3, Функциональная схема измерительного
комплекта «Турбоквант»:
1 — измерительный датчик; 2 — предварительный усилитель
и формирователь сигнала; 3 — датчик обнаружения- воздушных
включений; 4 — стабилизированный блок питания; 5, 9, 10 —
блок сигнализации отсутствия расхода рабочей среды; 6 —
каскад выхода тока; 7 — интегратор объема; 8 — образователь
импульсов; 11 — дистанционный счетчик; 12 — электрический
счетчик; 13 ~~ счетчик-дозатор; 14 — механизм установки
счетчиков в нулевое положение.
Полная функциональная схема измеритель-
ного комплекта «Турбоквант» приведена на
рис. 3.
Во ВНЙИхолодмаше были испытаны
расходомеры следующих типов: НВ6/06, НВ12/1,
НВ15/2 с верхними пределами измерения по
жидкости 0,55; 1,1; 2,2 и 4,0 м3/ч, а также HFG37
и HFG50 с верхними пределами измерения по
газу 100 и 200 м3/ч. Указанные измерительные
комплекты состояли из турбодатчика, линейного
усилителя и вторичного прибора с сумматором.
Испытания жидкостных расходомеров
проводили на воде на образцовой расходомерной
установке, газовых расходомеров (R12 и R22) на
холодильных стендах.
Испытания на воде показали высокую
повторяемость результатов и совпадение точностных
характеристик с паспортными. Метрологические
характеристики на хладагентах не были
определены из-за отсутствия образцового
оборудования для них, однако данные измерений по
жидкому и газообразному хладагенту R22 близко
совпадали с результатами, полученными по
тепловому балансу. При этом следует отметить
высокую чувствительность турбодатчиков к измене»
ниям расхода.
Проведенные испытания подтвердили
высокую эффективность расходомеров «Турбоквант»,
удобство монтажа и эксплуатации.
Достоинствами расходомеров являются небольшие
габаритные размеры турбодатчиков, широкий диапазон
измерений, незначительные дополнительные
погрешности от температуры, вязкости и других
параметров. Турбодатчики доступны для
визуального осмотра, а также чистки' внутренних
деталей и узлов с сохранением метрологических
характеристик.
Вместе с тем расходомеры имеют и некоторые
недостатки — невозможность монтажа на
вертикальных участках трубопроводов,
значительное гидравлическое сопротивление турбодатчика.
Последнее требует достаточного переохлаждения
жидкости либо уменьшения измеряемого расхода.
Во время испытаний турбодатчиков с тефлоно™
выми подшипниками на R12 неоднократно
заклинивало крыльчатку. Это, очевидно, говорит
о том, что тефлон разбухает в этом хладагенте.
В то же время на R22 расходомер работал
нормально.
Турбодатчики имеют сравнительно небольшой
гарантийный срок службы E00 ч) из-за износа
подшипников. Это вызывает соответствующие
требования к периодической поверке
расходомеров.
Несмотря на указанные недостатки,
расходомеры «Турбоквант» могут быть рекомендованы
для использования в испытательных установках
и на исследовательских стендах для измерений
расхода хладагента.

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК 621.565.042:66.028
Работа регулирующего
вентиля в качестве
дозирующего устройства
в насосно-циркуляционных
схемах холодильных
установок
Г. Д. ЛУКЬЯНОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Применяемая в настоящее время система ручной
подачи жидкого хладагента с помощью
регулирующих, по существу дозирующих, вентилей
марок 15с94бк, 15с91бк, 15с90бк не может
обеспечить стабильной подачи в основном из-за
отсутствия плавного возрастания расхода7жидкости
при открывании вентиля. Это объясняется тем,
что в пределах до двух поворотов маховика в
вентиле существует зона нестабильного потока
жидкости. В это время жидкость проходит через
зазор между буртиком и седлом и через
постепенно увеличивающийся зазор между седлом и
большим конусом клапана (рис. 1).
После второго поворота маховика и до
четвертого жидкость течет только через зазор между
буртиком и седлом, причем по мере перемещения
клапана вентиля вверх длина канала с зазором
уменьшается и к четвертому повороту маховика
течение жидкости происходит как^бы через
диафрагму кольцевого сечения. При дальнейших
поворотах маховика жидкость проходит уже через
постепенно увеличивающийся зазор между
малым конусом клапана и седлом.
Расходные характеристики регулирующего
вентиля промышленного исполнения при
протекании через него воды в диапазоне давлений
0,17—0,18 МПа A,7—1,8 кгс/см2) представлены
на рис. 2.
При эксплуатации насосно-циркуляционной
схемы на Ленхладокомбинате № 6 была
проведена тарировка восьми регулирующих вентилей
с Dy=20 мм на линии подачи жидкого аммиака
в охлаждающие приборы. Насос поддерживал
n = 2U
n=2J
п = 10 /7=J,f л=4,0
Рис. 1. Положение клапана и седла регулирующего
вентиля (Dy=20 мм) при разных числах поворотов
маховика п:
1 — клапан; 2 — большой конус; 3 — седло; 4 — буртик;
б — малый конус.
0,нг/с
чзоо
0,270
0JW
0,210
0J8O
0,150
0,120
0,090
0,060
ома
I
*
!
Т
-J -
,
^ г|
. Ill _,
ReKp-2500J
ij
. |
/ " 1
/ I
/ \
*/ I
Рис. 2. Расходная характеристика серийных
вентилей при разных числах поворотов маховика п:
I — л<2; // — 2<п<4; /// — п^А.
47

давление перед вентилями в пределах 0,15—
0,25 МПа A,5—2,5 кгс/см2). Расходные
характеристики этих вентилей аналогичны
характеристике, приведенной на рис. 2.
При использовании регулирующего вентиля в
качестве дозирующего устройства в насосно-
циркуляционных схемах увеличение напора
аммиачных насосов представляется
нецелесообразным, так как это повысит затраты
электроэнергии на привод насоса.
Для стабилизации подачи жидкого хладагента
УДК 621.574.001.86.004
Эксплуатация холодильных
машин и агрегатов
с компрессорами П110
и П220
на пищевых предприятиях
В. М. ГУЖА1ИН
Средне-Азиатское СПНУ треста «Юргпищепром»
ВТнастоящее время на предприятиях пищевой
промышленности внедряются холодильные
машины и компрессорные агрегаты с
компрессорами П110 и П220, оснащенные всеми
необходимыми приборами защитной автоматики.
Опыт наладки и эксплуатации машин и
агрегатов с компрессорами типа П110 и П220 на
Алма-Атинском дрожжевом заводе, Талгарском
винзаводе, Гафуровском пивзаводе и других
предприятиях пищевой промышленности
Казахской и Таджикской ССР позволяет
рекомендовать меры, обеспечивающие нормальный пуск
и эксплуатацию холодильного оборудования с
компрессорами нового ряда.
Перед холостой обкаткой компрессора, во
избежание попадания в подшипники инородных
частиц, которые, вкрапливаясь в мягкий металл
биметаллического вкладыша, могут привести к
задиру шейки коленчатого вала, рекомендуется
контролировать чистоту внутренних полостей
компрессора в объеме, предусмотренном
профилактическим осмотром.
Холостая обкатка компрессора должна
длиться 8—12 ч. После первых двух часов обкатки
в охлаждающие приборы в действующих насосно-
циркуляционных схемах рекомендуется при
настройке системы подачи с помощью
регулирующих вентилей не принимать во внимание два
первых оборота маховика. Для вновь
проектируемых холодильных установок в качестве
дозирующих устройств следует использовать вентили,
имеющие плавную расходную характеристику.
Перспективным представляется применение
также одиночных и двойных диафрагм малого
диаметра.
необходимо осмотреть вкладыши подшипников
нижней головки шатуна. В случае обнаружения
натиров их следует устранить зачисткой шабе-
ром.
После обкатки требуется сменить масло. При
этом следует обратить внимание на унос масла
через цилиндры компрессора и образование
пены в картере. Причиной образования пены может
быть выброс масла из редукционного клапана
вверх. Устраняется это разворотом корпуса
фильтра. Температура масла не должна
превышать 70 °С.
При чрезмерном нагреве картера обкатку
следует производить с остановками для остывания
компрессора. Отмечено, что при холостой
обкатке с клапанами нагрев картера значительно
ниже, чем без клапанов, из-за отвода тепла
просасываемым воздухом.
При эксплуатации компрессоров иногда
западают поршневые кольца, в связи с чем
увеличивается расход смазочного масла. Западание
поршневых колец устраняется установкой
нормального зазора между поршнем и кольцом.
Для предотвращения преждевременного
выхода из строя клапанных пластин, кроме
установки нормальной величины подъема пластин
всасывающего и нагнетательного клапанов,
необходимо пружины, устанавливаемые в один клапан,
подбирать по высоте с отклонением друг от
друга не более чем на 1 мм. Не допускается
устанавливать пружины всасывающего клапана (менее
жесткие) в нагнетательный, а пружины
нагнетательного во всасывающий клапан.
При эксплуатации машин и агрегатов с
компрессорами нового ряда необходимо соблюдать
инструкцию по применению смазочных масел.
Применение других марок масел приводит к
повреждению трущихся пар.
48

КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
Проектирование холодильных сооружений. Под ред. А. 1. Быкова»
Серия «Холодильная техника». М.г Пищевая промышленность, 1978г
254 с.г 19000 экз., 1 р. 80 к.
УДК 725.355@49.32)
Полезный справочник
Издательство «Пищевая промышленность» выпустило
в свет очередной справочник серии «Холодильная
техника» — «Проектирование холодильных сооружений».
В семи главах справочника рассматриваются
вопросы проектирования холодильников различного
назначения и различных типов, в том числе и подземных
(глава I), применяемые на холодильниках системы
охлаждения и их автоматизация (глава II), типы
изоляционных материалов, проектирование изоляционных
конструкций, ограждений холодильников,
изоляция холодильных трубопроводов, системы обогрева
грунта под холодильниками (глава III), строительные
конструкции холодильников (глава IV), водоохлаж-
дающие устройства, методики их расчета (глава V),
электроснабжение холодильников (глава VI),
особенности экономики холодильного хозяйства (глава VII).
Материал справочника отражает большой опыт
институтов ВНИХИ, Типрохолода, Гипромясо и
других проектных и научно-исследовательских
организаций, накопленный при проектировании, строительстве,
эксплуатации и исследовании холодильников.
Интерес представляет проектирование подземных
холодильников. Рассматриваются требования,
предъявляемые к подземным полостям, предназначенным для
сооружения холодильников. Указывается, что
технические недостатки ныне действующих подземных
холодильников обусловлены размещением их в
отработанных горных выработках» пройденных без учета их
вторичного использования. Приводятся
объемно-планировочные и конструктивные решения холодильников,
размещенных как в отработанных горных выработках, так и в
специально сооружаемых шахтах в граните и прочном
известняке .Описана методика расчета теплопритоков
в подземные холодильники* длительности
предварительного охлаждения, глубины промерзания горных пород.
В главе, посвященной проектированию систем
охлаждения, рассматриваются основные схемные
решения безнасосных и насосно-циркуляционных систем.
К сожалению, не сопоставлены характеристики
насосных систем с нижней и верхней подачей и не указаны
мотивы выбора нижней или верхней подачи
хладагента в приборы охлаждений камер распределительных
и производственных холодильников.
Следует заметить, что способ подачи выбирают с
учетом стоимости монтажа системы охлаждения и
эксплуатационных характеристик холодильников. В то
же время теплотехнические характеристики систем с
верхней и нижней подачей при оптимальной кратности
циркуляции хладагента существенно не различаются,
так как режимы течения хладагента в трубах приборов
охлаждения, зависящие от паросодержания
двухфазного потока, скоростей течения пара и жидкости,
начиная с определенного участка батареи, становятся
одинаковыми как при верхней, так и при нижней подаче
хладагента (при условии одинаковых тепловых
нагрузок).
В III главе важным является материал,
посвященный описанию и выбору различных систем защиты от
промерзания грунта подполами холодильников.
Приведены рекомендации по расчету и проектированию
систем обогрева грунта жидкостью, предлагается
методика теплотехнического расчета открытого
(вентилируемого) подполья.
Система электрообогрева грунта подробно
рассмотрена в главе VI. Справедливо указывается на
сложность контроля и ремонта электронагревателей в
системе электрообогрева. Отмечается надежность и
простота обслуживания вентилируемого подполья.
Глава V «Водоохлаждающие устройства», в которой
приведены характеристики применяемых в
холодильной технике атмосферных охладителей воды, основные
уравнения тепломассообмена между водой и
воздухом, методики инженерного расчета водоохлаждаю-
щих устройств различных типов, в том числе и
современных, таких, как градирни ГПВ, содержит
конкретный материал, ценный для проектировщиков.
В главе VII изложены основные принципы
организации холодильного хозяйства страны, показаны
процессы концентрации, специализации,
кооперирования и комбинирования в холодильном хозяйстве,
рассмотрены функциональные особенности различных
холодильников. Отмечается широкое развитие в
последние годы сети специализированных холодильников для
хранения фруктов и овощей, особенно в колхозах и
совхозах. Массовое строительство
специализированных холодильников позволяет обеспечить наиболее
благоприятные технологические условия холодильной
обработки фруктов, резко снизить потери при
хранении. К сожалению, в I и II главах вопросы
проектирования специализированных холодильников для
фруктов и овощей освещены чрезвычайно скупо.
Кроме того, в главе VII рассмотрены основные
показатели планирования производственной
деятельности холодильников, описаны методики
калькулирования себестоимости приведенного <¦ грузооборота,
себестоимости холода, показано калькулирование
себестоимости мороженого, водного и сухого льда, приведена
методика определения емкости холодильников.
В целом глава VII написана хорошо и является
логическим завершением собранного в книге материала.
Давая достаточно высокую оценку новому
справочнику, необходимо сделать ряд замечаний. '"
Недостаточно показаны перспективные
направления развития холодильников, их систем охлаждения,
строительно-изоляционных конструкций.
При рассмотрении в I главе существующей в
настоящее время структуры емкости холодильников не
сказано о перспективах ее изменения ввиду резкого
увеличения производства охлажденного мяса,
цельномолочной продукции, охлажденной рыбы. В главе
«Экономика холодильного хозяйства» указано на
необходимость изменения сложившегося соотношения
холодильной емкости по температурному режиму. Вместе
49

с тем в книге нет никаких проектных рекомендаций по
решению этого вопроса (они должны были быть
изложены в I и II главах).
Не описаны холодильники с увеличенной высотой
камер, чрезмерно сжато даны разделы, посвященные
воздушному охлаждению камер хранения мороженых
грузов» производству замороженных пищевых
продуктов.
Мало внимания уделено проектированию систем
воздухораспределения в камерах термической
обработки холодильников мясокомбинатов. Приведенные
рекомендации по воздухораспределению в таких камерах
с использованием ложного потолка уже устарели.
В разделе о проектировании систем
воздухораспределения в камерах хранения не указаны важные
особенности их проектирования для камер хранения
дышащих грузов при активном вентилировании
штабеля.
Не получили достаточного освещения актуальные
вопросы проектирования конденсаторных отделений с
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 685882 B1) 2601997/28-13 B2) 10.04.78 2E1) F
25 D 3/10 E3) 621.565.932 G2) А. М. Рыльский G1)
Физико-технический институт низких температур
АН Украинской ССР
E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ
ОБЪЕКТОВ, включающее теплоизолированную емкость для
хладагента, связанную с объектом охлаждения
посредством автономного циркуляционного контура с
промежуточным теплоносителем, отличающееся тем, что, с
целью повышения эффективности работы и удобства
при эксплуатации, циркуляционный контур снабжен
автоматическими клапанами, установленными на
линиях прямого и обратного потока и сообщенными
между собой трубопроводом капиллярного сечения.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что каждый
автоматический клапан выполнен в виде корпуса,
разделенного подпружиненным сильфоном на две полости,
одна из которых герметизирована и заполнена газом,
конденсирующимся при рабочей температуре объекта
охлаждения, а вторая снабжена подводящим и
отводящим трубопроводами, подключенными в
циркуляционный контур, при этом один из трубопроводов имеет
запорную иглу, закрепленную на подпружиненном
сильфоне, и соединен с трубопроводом капиллярного
сечения.
конденсаторами воздушного охлаждения. Отсутствуют
рекомендации по выбору типа конденсаторного
устройства в зависимости от конкретных условий. Полезным
было бы включить в справочник методику инженерного
расчета испарительного конденсатора — наиболее
экономичного варианта испарительного охлаждения — и
характеристики таких аппаратов, разработанных
внихи.
Несмотря на отмеченные недостатки, справочник
^Проектирование холодильных сооружений»
представляет значительную ценность для специалистов-
холодильщиков и уже стал настольной книгой
проектировщиков холодильных сооружений.
Д-р техн. наук, проф. И. Г. ЧУМ л
канд. техн. наук С. Ю. ЛАРЬЯНОВСКИЙ
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
A1) 687321 B1) 2554121/23-06 B2) 16.12.77 2 E1) F 25
В 11/00 E3) 621.573 G2) А. Д. Суслов, Ю. Д.
Фролов» Б. А. Макаров, В. В. Игнатов, Л. Г. Маля-
ренко, Ю. Н. Колин G1) Московское ордена Ленина
и ордена Трудового Красного Знамени высшее
техническое училище им. Н. Э. Баумана
E4) 1. ГАЗОВАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА,
содержащая последовательно соединенные компрессор,
концевой теплообменник, детандер и теплообменник
полезной нагрузки, отличающаяся тем, что, с целью
повышения энергетической эффективности и
надежности работы, между концевым теплообменником и
детандером дополнительно установлен сепаратор, патрубок
отвода влаги которого через регулирующий вентиль
подключен к теплообменнику полезной нагрузки.
2. Машина по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
улучшения условий работы компрессора, патрубок
отвода влаги сепаратора через упомянутый
регулирующий вентиль дополнительно соединен с компрессором.
A1) 667771 B1) 2568089/29-06 B2) 09.01.78 2 E1)
F 24 F 3/14 E3) 697.932 G2)ЛВ. С. Соколовский, В. Н. Со»
рокин, И. Н. Балашова
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ УВЛАЖНЕНИЯ ВОЗДУХА,
содержащее центробежный вентилятор, в корпусе
которого, снабженном всасывающим и нагнетательными
патрубками, размещено лопаточное колесо,
установленное на приводном валу, и распылитель, отличающееся
тем, что, с целью защиты привода от попадания влаги
при одновременном увеличении КПД, по обе стороны
стенки корпуса, противолежащей всасывающему
патрубку, выполнены кольцевая и цилиндрическая
камеры, первая из которых расположена внутри корпуса
и ее боковая цилиндрическая стенка малого диаметра
имеет отверстия, напротив которых на валу размещен
диск, причем полость этой камеры соединена со
всасывающим патрубком посредством канала, а
цилиндрическая камера расположена с наружной стороны
стенки корпуса и на своей боковой поверхности имеет
окна.
50

ХРОНИКА
Пятилетке эффективности и качества ¦
лодых!
энтузиазм и творчество мо~
УДК1378:06.053:621.56/.59
Научная студенческая конференция
На протяжении ряда лет кафедра
«Судовые силовые установки и
холодильные машины» Всесоюзного
заочного института пищевой про»
мышленности (ВЗИПП),
выпускающая инженеров-механиков по
холодильным установкам, проводит в
конце учебного года научные
студенческие конференции. Состоялась
такая конференция и в июле 1979 г.
На конференции были заслушаны
и обсуждены доклады студентов-
дипломников по наиболее
интересным разделам их дипломных
проектов, имеющих
научно-исследовательский характер.
Студентка-дипломница С. В. Бе-
лик проанализировала
эффективность работы абсорбционной
холодильной машины (АХМ) в системе
ТЭЦ (руководитель Ю. А.
Вольных). Применение теплоисполь-
зующих холодильных машин
позволяет решить проблему полной
загрузки ТЭЦ в летний период. При
этом создается единая теплоэлектро-
хладоцентраль и освобождается
электроэнергия, которая может
быть использована для других
целей. Так, по разработанному
проекту АХМ высвобождается около
3 млн. кВт'Ч электроэнергии в год.
Внедрение АХМ не только
исключает работу ТЭЦ в теплое время
года в неэкономичном режиме, но и
позволяет выработать необходимое
количество холода в самый
напряженный период.
Продолжил дискуссию об
экономии энергии студент-дипломник
А. И. Ушкалов, представивший
доклад на тему «Использование
тепла воды, охлаждающей главный
двигатель судна, для обогрева кают»
(руководитель В. 3. Карась). Он
отметил, что на судах для обогрева
жилых помещений обычно
используют специальный паровой
воздухонагреватель (расход пара 60—
70 кг/ч). Использование вместо
пара горячей воды из замкнутого
контура охлаждения главного
двигателя позволяет сэкономить за год
до 3,5 т топлива, которое
необходимо для получения пара. Такой
способ обогрева кают был осуществлен
на одном из судов Мурманской
промбазы.
О постоянных поисках путей
снижения энергозатрат при
эксплуатации не только крупных, но и малых
холодильных машин
свидетельствует доклад студента-дипломника
И. Р. Каменского «Сравнительный
анализ холодильной машины с
регенерацией тепла и без нее»
(руководитель С. Р. Гопин), В докладе
подробно рассмотрены
особенности новой конструкции
высокоэффективного регенеративного
теплообменника, который можно
изготовить с помощью простого
приспособления из материалов,
выпускаемых промышленностью.
Большая практическая эффективность
внедрения регенерации в малых
фреоновых холодильных машинах
была доказана исследованиями
ВНИХИ более десяти лет назад.
Однако предприятиями Минлегпи-
щемаша, выпускающими малые
холодильные машины, очень
медленно делаются практические шаги в
этом направлении.
Студент-дипломник А. М. Юхне-
вич в докладе «Анализ схем
охлаждения домашних холодильников с
двумя камерами» (руководитель
В. В. Добров) подробно рассмотрел
различные схемы двухкамерных
домашних холодильников,
проанализировал положительные и
отрицательные стороны параллельного и
последовательного соединения
испарителей «плюсового» и «минусового»
отделений. Данная дипломная
работа имеет практическое значение,
так как ее автор, работник
Минского завода холодильников, в
настоящее время работает над
созданием двухкамерных
холодильников большой емкости.
Студент-дипломник Н. В. Уда-
лов выступил с докладом «Элементы
моделирования холодильной
установки» (руководитель А. А.
Лебедев). Он привел примеры
математических моделей простейших
холодильных машин и алгоритмы их
расчета с целью оптимизации
холодильного коэффициента.
Доклады были заслушаны с
большим интересом.
Конференция показала, что
выпускники кафедры вполне овладели
приемами научного анализа и
инженерного поиска» могут уже
самостоятельно использовать
полученные знания в практической
работе.
Очередная научная студенческая
конференция еще раз подтвердила
целесообразность и важность их
проведения, особенно в свете
последнего постановления ЦК КПСС и
Совета Министров СССР «О дальнейшем
развитии высшей школы и
повышении качества подготовки
специалистов».
51

В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ
СТРАНАХ
УДК 629.463.124D30.2):62Э.11.011.61.004,12
Основные свойства
ограждающих конструкций
«сэндвич» изотермических
Bar©H©Bf поставляемых ГДР
При строительстве пассажирских и изотермических
вагонов (с машинным охлаждением и
вагонов-ледников) вагоностроительные заводы ГДР, как и заводы
многих других зарубежных стран, широко применяют
ограждающие конструкции «сэндвич», выполненные
из плотно замкнутых (герметичных) элементов,
заполненных внутри полиуретановым пенопластом, а
снаружи имеющих металлическое или полимерное покрытие.
Технико-экономические показатели использования
такого подвижного состава зависят от свойств
конструкций «сэндвич». Достаточно обширные исследования их
проведены научно-исследовательскими
организациями ГДР совместно с заводами-изготовителями [4—6].
Ниже рассматриваются основные из полученных
результатов.
Теплопроводность, Теплопроводность
полиуретанового пенопласта в большой степени зависит от
температуры и плотности материала (см. таблицу). Поэтому при
использовании его в качестве теплоизоляции
необходимо учитывать градации производственных
температур создаваемой конструкции и выбирать наиболее
выгодный, соответствующий им коэффициент
теплопроводности.
д к г/см-
Средняя

плотность,
кг/м8
65
100
172
Коэффициент теплопроводности
, Ю~4 Вт/См-КЬ
при средней температуре, "С
— 20
280
260
204
— 10
284
268
207
0
276
264
199
10
290
276
204
20
300
288
215
30
808
296
228
Коэффициент теплопередачи конструкций
«сэндвич» даже после длительной эксплуатации
транспортного средства практически остается постоянным.
Распределение плотности. При изготовлении
ограждающих конструкций «сэндвич» необходимо следить за
тем, чтобы находящиеся в машине для смешивания
жидкие компоненты пенопласта имели перед
смешиванием установленную температуру. Окружающую
температуру рекомендуется поддерживать не ниже 18 °С.
При использовании металлических кроющих слоев их
необходимо подогревать минимум до 30—40 °С. Если
эти температурные условия не соблюдаются, то
изменяется структура пены в пограничных областях и
образуется неравномерная плотность в поперечном
сечении. Распределение плотности в поперечном
сечении (рис. 1), кроме того, зависит от распределения
в нем температуры во время процесса охлаждения
(рис. 2), а также от вида используемого
пенообразователя.
210
180
150
120
90
~ В 1
W X
И1 ft
- И1 it
Й1 1 Г
Г Р' ''
1
л И
л и
1 И
i 1 .Л I 1 И—»
О 1 2 J * SSfiH
Рис. 1. Распределение плотности р в поперечном
сечении (толщина S) конструкции «сэндвич» с
полиуретановым пенопластом (температура кроющих слоев
при вспенивании около 40°С).
0^'
0 115^ S,cm
Рис. 2. Распределение температуры ^тах в поперечном
сечении (толщина S) конструкции «сэндвич» с
полиуретановым пенопластом.
При значительной толщине слоя пенопласта
преимущественно в середине наполнителя может наступить
так называемый ожог. Малая плотность пенопласта в
краевых зонах отражается на его структуре, которая
приобретает растянутую форму (рис. 3). Пенопласт
с такой структурой уже после затвердевания, в случае
повышения температуры, имеет склонность к приросту
толщины, т. е. появляется недостаточная
стабильность контура. Для большинства конструкций
«сэндвич» увеличение толщины является нежелательным.
Только соблюдением оптимальных условий обработки
можно предотвратить проявление этого вредного
свойства полиуретанового пенопласта.
Ползучесть при постоянно действующей нагрузке.
Полиуретановый пенопласт, как все пластмассы, под
постоянно действующей нагрузкой обладает
ползучестью, т. е. с течением времени непрерывно
увеличивается его деформация. Если рассмотреть, например,
изгиб балки конструкции «сэндвич» (рис. 4), то
1 s ~ AG A >
где fs — деформация изгиба вследствие сдвига в
пенопласте;
F — постоянная сила;
/—длина балки между опорами;
G — модуль упругости пенопласта при сдвиге;
Л—площадь поперечного сечения пенопласта.
52

Рис. 3, Структура элемента с полиуретановым
пенопластом:
а — в краевой зоне; б — в средней зоне.
При приближенной оценке ползучести модуль
упругости G можно заменить зависящим от времени
модулем ползучести G(f). Для определения модуля
ползучести пенопласта необходимо провести испытания на
длительную прочность.
Ползучести полиуретанового пенопласта в
конструкциях «сэндвич» однако не следует слишком
опасаться» так как при полностью нагруженных кроющих
слоях опорное действие пенопласта не имеет значения,
а постоянной нагрузке на изгиб подвергаются только
секции пола.
Исследование кроющих слоев на сжатие и срез
показывает, что возникающее от статической нагрузки
сжимающее усилие кроющего слоя в несущих
конструкциях железнодорожного подвижного состава
незначительно, поэтому отказы конструкций «сэндвич»
вероятны только после очень длительной эксплуатации.
Соединение кроющих слоев с пенопластом.
Конструкция плит (элементов) «сэндвич» может быть с
обшивками и заливная. В первом случае пенопласт
вспенивается предварительно (не под давлением), а затем
на него наклеиваются кроющие слои (обшивки). Хотя
этот способ изготовления дает возможность хорошего
контроля за качеством пенопласта, он, как правило,
требует больших затрат, чем изготовление заливных
конструкций. Наиболее экономичны заливные
конструкции, образующиеся при вспенивании под давлением
материалов, быстро затвердевающих после заливки в
водонепроницаемые элементы (кассеты).
Большое значение имеет прочность соединения
изоляции и кроющих слоев, которая должна сохраняться
в течение всего срока службы конструкции «сэндвич».
При выборе клеющих средств необходимо
учитывать, что сцепление их с кроющими слоями, если они
хорошо обезжирены, лучше, чем сцепление с
изоляцией, так как на наружной поверхности полиуретано-
ШШ^-- - *" '
Рис, 5. Варианты увеличения прочности соединения
кроющих слоев с пенопластом:
а — дополнительное механическое соединение пенопласта с
кроющими слоями благодаря углублениям, образуемым
выступами в форме полосы на кроющем слое [1 ]; б — наварка из
тянутого металла или профилей другой формы для достижения
механической связи [2]; в —- введение в качестве пособника
скрепления гранулята, обладающего свойствами механических
связей и разрушающего образующуюся пленку [3].
%*й <5о%кН/мг
20V Y
О О
//
и
*>-- -у
I/
<$t
10 20 JO W 50 SOtMUH
Рис, 4, Изгиб балки конструкции «сэндвич»,
Рис. 6. Зависимость температурного напряжения о0
в боковой стене кузова от продолжительности т
теплового воздействия #.
вой пены (пенопласта) образуется пленка, которая
может явиться причиной отслаивания. Практически
прочность на отрыв кроющих слоев должна быть больше
прочности на разрыв пенопласта.
Известно несколько способов увеличения прочности
соединения кроющих слоев с пенопластом [I—3]
(рис. 5). Наибольшая прочность достигается, когда
клеющее вещество и пенопласт находятся в
герметичном замкнутом пространстве. Если конструкция
негерметична, то кроющие слои должны быть устойчивы
против коррозии или дополнительно защищены от нее.
Температурное напряжение. При расчете
конструкций «сэндвич» следует учитывать возможность
резкой перемены тепловой нагрузки на кроющие слои.
Это происходит, например, когда транспортное
средство, находившееся в холодном помещении, попадает
под сильное солнечное облучение. Временный
неравномерный нагрев крыши, боковых стен, рамы вызовет
значительное температурное напряжение (рис. 6).
Абсолютный максимум образующегося
температурного напряжения зависит от разности температур в
несущих конструкциях, которая, в свою очередь, в
большой степени зависит от цвета наружной обшивки.
Температура кроющих слоев может подниматься до
90 °С. Возникающее при этом температурное
напряжение достигает 100 Н/мм2 и более.
Расчет и изготовление конструкций «сэндвич» с
учетом основных свойств полиуретанового пенопласта и
прочностных характеристик самих конструкций
позволяют заводам ГДР гарантировать надежность
эксплуатации и достаточный срок службы поставляемых СССР
железнодорожных транспортных средств,
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. В R D - A u s I e g e s с h r I f t Nr. 1137 199; Kl. 39
a3, 27/00; IRK B29d BS., 2 Anspdkhe, 1B1. Zeichn.).
2. В RD-Offenlegungsschrift Nr. 1605
041; Kl. 20c, IP К B61d. (9S., 3 Anspruche, 1B1.
Zeichn,).
53

3. D D R - P a t e n t s с h г i f t WR Nr. 90 151;
Ki. 20c; 1/01; IRK B61d, 17/04. BS., 3 Anspruche).
4. Theile F., Kampa W., Becker Y.—
DET-Die Eisenbahntechnik, 1976, № 7.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 681210 B1) 2588633/25-06 B2) 09.03.78 2 E1)
F 04 В 39/02; F 04 В 35/04 E3) 621.512 G2) Л. М.
Андреев, В, Г. Борозенец, В. И, Гидулян, К). К. Коло-
миец
E4) 1. ГЕРМЕТИЧНЫЙ КОМПРЕССОР, содержащий
блок цилиндров и картер с маслоотстойником,
отличающийся тем, что с целью повышения надежности
путем улучшения очистки масла, в маслоотстойнике
расположен диск с воронкообразными отверстиями,
закрепленный на днище картера и образующий с
последним отстойную камеру и кольцевую щель.
2. Компрессор по п. 1» отличающийся тем, что к
нижней части блока цилиндров прикреплен щиток,
перекрывающий диск.
A1) 68121^ B1) 2590016/25-06 B2) 13.03.78 2 E1)
F 04 В 51/00; F 25 В 31/02 E3) 62L57.04.001.4 G2)
Л. А. Гартштейн, Н* Ф. Шумилкии G1)
Производственное объединение «Торгхолодмаш^
E4) БРОНЕСТЕНД ДЛЯ ИСПЫТАНИЯ НА
ПРОЧНОСТЬ УЗЛОВ ХОЛОДИЛЬНОГО АГРЕГАТА,
преимущественно компрессора, содержащий
испытательную камеру с системой подачи воздуха и со
стравливающей магистралью, отличающийся тем, что, с целью
повышения производительности путем сокращения
времени испытаний, стенд дополнительно содержит
конвейер для перемещения испытуемых узлов и
воздушный распределитель, причем камера состоит из
неподвижной части в виде полуцилиндрической стенки и
вращающейся части, которая включает потолок, пол и
перегородки, образующие с неподвижной
цилиндрической стенкой два отсека, при этом конвейер кинемати-
5. Wissner M.—• DET-Die Eisenbahntechnik» 1975»
№ 4; 1975, № 10,
6. Wissner M. — DET-Die Eisenbahntechnik,
1975, № 7.
Обзор подготовила
канд. техн. наук М. М. ШАПОВАЛЕНКО
ЦНИИ МПС
чески связан с вращающейся частью камеры, а
распределитель с одной стороны подключен к системе подачи
воздуха и стравливающей магистрали, а с другой —
связан с испытуемым компрессором.
A1) 681301 B1) 2590461/23-06 B2) 17.03,78 2E1)
F 25 В 9/00 E3N21.57.576 G2) А. В. Фомин
E4) ГАЗОВАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА, работаю-
щая по обратному циклу Старлинга, содержащая
охладитель, регенератор, холодильник, а также
вытеснитель с рабочим поршнем, установленным с
возможностью возвратно-поступательного движения от
линейного синхронного двигателя, состоящего из
статора и импульсных обмоток, питающихся от сети
переменного тока, отличающаяся тем, что, с целью
повышения энергетической эффективности,
эксплуатационной надежности и обеспечения гибкого регулирования
холодопроизводительности, в статоре установлены
дополнительные импульсные обмотки, питающиеся от
автономных импульсных преобразователей, причем
холодильник расположен внутри статора на участке
хода вытеснителя.
A1) 685883 B1) 2571084/28-13 B2) 11.01.78 2E1) F
25 D 21/00 E3) 621.565.58.924 G2) Е. П. Володарский,
Л. Н* Лавров G1) Специальное конструкторское бюро
по приборостроению Орловского производственного
объединения «Промприбор»
E4) РЕЛЕ ВРЕМЕНИ ОТТАИВАНИЯ ИНЕЯ?
содержащее термочувствительный упругий элемент, счетное
устройство, нагревательный элемент, связанный
посредством рычагов со счетным устройством, и
переключающее устройство, отличающееся тем, что, с целью
обеспечения возможности плавного регулирования
интервалов между циклами оттаивания, оно снабжено
настроечным винтом, связанным с нагревательным
элементом с обеспечением перемещения последнего, при
этом нагревательный элемент установлен снаружи
термочувствительной части термочувствительного
упругого элемента.
54

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 681.586*37
Полупроводниковое реле уровня ПРУ-БМ
Ф. 3. РОЗЕНФЕЛЬД
Рязанский завод «Теплоприбор»
Е, И, РУДАКОВ
ВНИИжолодмаш
В реле уровня типа ПРУ» предложенном J3HH ХИ
перемещение ферромагнитного пустотелого шарового
поплавка изменяет индуктивное сопротивление
катушек, включенных дифференциально в плечи моста
переменного тока полупроводникового усилителя.
Рязанским заводом «Теплоприбор» проведена
модернизация полупроводникового реле уровня ПРУ-5.
Новый прибор ПРУ-5М предназначен для контроля
уровня жидкости в аппаратах и сосудах стационарных
и судовых установок и двухпозиционного управления
механизмами.
Основное отличие модернизированного реле уровня
ПРУ-5М — новая конструкция первичного
преобразователя, катушки индуктивности которого выполнены
в виде съемной матрицы. В результате повысилась
надежность и уменьшились массовые и габаритные
характеристики первичного преобразователя (датчика).
На рис. 1 приведены габаритные и
присоединительные размеры первичного ПП и передающего ПРП
преобразователей (усилителей).
Первичный преобразователь по способу
сообщающихся сосудов соединяется с резервуаром, в котором
контролируется уровень жидкости.
Передающий и первичный преобразователи
изготавливаются в обыкновенном исполнении по
ГОСТ 12997—76.
Реле уровня соответствуют климатическим
исполнениям У и ОМ категории размещения А (ПРП) и
категории размещения 5 (ПП).
Передающий и первичный преобразователи должны
устанавливаться во взрывобезопасных помещениях или
в помещениях класса В-16.
Реле уровня отвечает требованиям Регистра СССР,
предъявляемым к устройствам управления судном,
внутренней связи, сигнализации, измерения и
контроля неэлектрических величин для судов с
неограниченным районом плавания.
Электрическая схема присоединения реле уровня
ПРУ-5М при прямом включении показана на рис. 2.
При инверсном включении необходимо поменять
местами провода на контактах i и 3 первичного преоо-
разователя.
Параметры контролируемой среды; вязкость не
более 1 Па«с, рабочее давление не более 2,1 МПа
B1 кгс/см2), температура аммиака по ГОСТ 6221—75,
R12 по ГОСТ 19212—78, R22 по ГОСТ 1454^-70
(«_50^+50°С), воды питьевой по ГОСТ 2874—73
@—85 °С), жидкостей с плотностью не менее 0,52 г/см3
-50-+85°С.
Для сред плотностью менее или равной 0,9 г/см3, а
также для аммиака и R12 применяются поплавки с
покрытием Н9. 09 по ГОСТ 9791—68; для сред
плотностью более 0,9 г/см3 — поплавки с покрытием
Н9.09 по ГОСТ 9791—68 или с покрытием порошковой
краской П-ЗП-177 по ТУ640-1575—76 в зависимости
от агрессивности контролируемой жидкости.
^р^4=^^
F1
fgra
1
I 135max От$012
3
$>
Ш
(-ь^
U-
5 отв. Р11
7
//
*±4
30
?Л
емления
Рис. 1. Габаритные и установочные размеры преобразователя первичного ПП (а) и [ преобразователя
передающего ПРП (б).
55

Техническая характеристика прибора ПРУ-5М
Дифференциал (расстояние между
точками включения и выключения,
соответствующими верхнему и нижнему
уровням жидкости), мм
Погрешность срабатывания относительно
номинального уровня срабатывания, мм
основная
максимальная
Устойчивость к воздействию
климатических факторов:
температура окружающего воздуха
(соответственно верхнее и нижнее
значение), °С
для передающего преобразователя
для первичного преобразователя
влажность воздуха при температуре
не более 35°С, %
для передающего преобразователя
без конденсации влаги
для первичного преобразователя с
конденсацией влаги
циклическое воздействие температур
на первичный преобразователь, °С
Устойчивость к механическим
воздействиям
Параметры нагрузки, коммутируемой
входным реле:
постоянный ток при индуктивности
нагрузки не более 2 Г
сила тока, А
напряжение, В
разрывная мощность контактов, Вт,
не более
переменный ток, нагрузка активная
сила тока, А
напряжение, В
разрывная мощность контактов, В* А,
не более
35±15
1«:
+50; —10
+50; —30
_зо~+юо
Соответствует
требованиям
Регистра СССР
0,2-5
10—220
50
0,2—5
20—380
500
ПРИ
*?.
>s
:¦-
- .
л.;
-
- '•¦
-
i -
!.,
j
Ы
w
с
с
J
Сеть
220C606)
50 F0 Гц)
Рис. *2. Электрическая схема присоединения релеуров«
ня ПРУ-5М.
Прибор работает от сети переменного тока
напряжением 220 или 380 В, частотой 50 F0) Гц. Потребляемая
от сети мощность не более 10 Вт,
Реле уровня ПРУ-5М выпускаются серийно
рязанским заводом «Теплоприбор» с 1978 г.
При заказе необходимо указывать условное
обозначение реле уровня, напряжение питания, вид
покрытия поплавка и надзор Регистра СССР.
Пример записи обозначения реле уровня ПРУ-5М
на напряжение питания 220 В с покрытием поплавка
Н9.09 в заказе и в документации другой продукции,
в которой оно может быть применено:
«Полупроводниковое реле уровня ПРУ-5М/220 Н9.09
ТУ25.02Л040—78».
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Продолжается подписка на 1980 год
на ежемесячный научно-технический и производственный журнал
«Холодильная техника»
Журнал распространяется только по подписке. Подписка принимается
без ограничения в пунктах подписки «Союзпечать», на почтамтах, в
узлах и отделениях связи, а также общественными распространителями
печати на предприятиях, в учреждениях и учебных заведениях.
Периодичность — 12 номеров в год. Объем номера — 4 печатныж листа
F4 страницы).
Подписная цена: на 12 месяцев — 6 руб., на 6 месяцев — 3 руб.
Цена отдельного номера — 50 коп.
56

Содержание журнала «Холодильная техника»
1979 год
за
РЕШЕНИЯ XXV СЪЕЗДА КПСС—В ЖИЗНЬ!
Андрачников Е. И., Каплан Л. Г. Повысить
технический уровень, качество и
эффективность холодильных машин для торговых-
предприятий V—7
Быков А. В. Пути повышения эффективности
холодильных машин 1—5
Грищенко Д. И. Повышение эффективности
производства и качества холодильного
оборудования на основе совершенствования
технологии изготовления 1—9
Зотов А. Д., Беляев С. А.» Загорский Ю. А.»
Синилов А. К. Автоматизированная система
управления Московской городской
конторы Росмясомолторга 11—4
Комплексная программа совершенствования
планового руководства экономикой XI—2
Михов В. В. Как экономить энергоресурсы VI—4
Расширенное собрание
партийно-хозяйственного актива Минмясомолпрома СССР X—2
Решения ноябрьского A978 г.) Пленума ЦК
КПСС — в жизнь! 1—2
Сенягин Ю. Я- Эффективность
автоматизации аммиачных холодильных установок IX—5
Сергиенко А. Н. Увеличить реализацию
охлажденного мяса VIII—2
Сухов Н.К. Охлаждение молока в колхозах
и совхозах — гарантия сохранения его
качества IV—б
Филиппов В. Д. Совершенствование
хозяйственного механизма XII—2
Штейвберг Л. Д. Транспортные проблемы
холодильной цепи III—7
К ПЯТИДЕСЯТИЛЕТИЮ ПРИНЯТИЯ ПЕРВОГО
ПЯТИЛЕТНЕГО ПЛАНА
Развитие холодильного хозяйства4"за 50 лет VII—2
Техническое перевооружение холодильников
за годы пятилеток VII—8
Холодильное машиностроение от первых
пятилеток до наших дней VII—6
ПЯТИЛЕТКЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ И КАЧЕСТВА —
УДАРНЫЙ ТРУД!
Андрачников Е. И. Ни одного отстающего ря~
' дом! IX—2
Калинин А. Т. Организация изобретательской
и рационализаторской работы на
предприятиях ПО «Мелитопольхолодмаш» * 1—12
К новым трудовым победам! X—3
Мантулов М. К. В авангарде — передовики
производства! II—2
Пазий М. Н., Дедовский И. И. Эффективное
использование техники — важное условие
повышения качества молока VI—2
Смирнов Н. В. Комплексная система
управления качеством продукции на Ростовском-
на-Дону холодильнике № 1 VII—10
Смирнов Н. В. Работать без отстающих! IV—2
Трощенко А. И. Воронежский хладокомбинат
в десятой пятилетке III—2
Шилин Ф. К. Социалистическое соревнование
на холодильниках Краснодарской конторы
Росмясомолторга " VIII—7
Янчарек А. Л. На вахте четвертого года
десятой пятилетки V—2
К 110-Й ГОДОВЩИНЕ COf ДНЯ РОЖДЕНИЯ
В. И. ЛЕНИНА
Тарбеев Н. В. Коллектив Саратовского
хладокомбината на марше десятой пятилетки XI—8
В МИНМЯСОМОЛПРОМЕ СССР
Комплексный план инженерного обеспечения
повышения эффективности и качества
работы в мясной и молочной промышленности VIII—4
ПРОМЫШЛЕННОЕ ХОЛОДИЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
Алексеев В. П., Дорошенко А. В., Кологри-
вов М. М., Угольникова Н. П.
Эффективность использования вентиляторных
градирен с подвижной насадкой VII—18
Боярский М. Юм Лапшин В. А. Определение
холодопроизводительности регенеративных
установок, работающих на смесях, при
переменной температуре X—23
Гоголин В. А., Кротов В. H.t Нечай В. А.,
Товарас Н. В., Данилова Г, Н., Боришан-
ская А. В,, Дюндин В. А., Козырев А. А.,
Вахалин В. А., Протасов Г. А.
Интенсификация теплообмена во фреоновых кожухотруб-
ных испарителях путем применения труб
с металлизационным покрытием 1—26
Гоголин А. А., Медникова Н. М., Косой О. В.,
Потапчик Г. Н. О выборе экономичного
типа конденсатора холодильной установки
для различных климатических зон VI—11
Гомелаури В. И., Везиришвили О. Ш.,
Абрамова В. Г., Унгиадзе Н. М. Перспективы
применения теплснасосных установок на
курортах Черноморского побережья VII—15
Гришин В. В., Петров В. М. Эффективность
работы винтовых компрессоров судовых
холодильных установок V—9
Гросман Э. Р., Шаврин В. С.
Экспериментальное исследование процессов абсорбционной
холодильной установки со ступенчатой
регенерацией раствора V—12
Давыдова Н. Ю.» Афонская Е. М.,
Пятигорский Э. А., Курьянов А. П. Новые
холодильные винтовые компрессорные агрегаты
общепромышленного типа IV—21
Данилов Р. Л., Городнянский И. Ф., Кришта-
фович А. Г, Теплонасосная установка для
охлаждения молока a i—27
Ефимов В. Т., Ерощенков С. А., Бабичен-
ко А. К. Повышение эффективности работы
абсорбционных холодильных установок в
агрегате синтеза аммиака большой мощности II—93
Захаров Ю. B.f Шквар А. Я., Гапонов С. А.
Экспериментальное исследование
фреонового турбокомпрессора в широком
диапазоне чисел М II—18
Каневец В. С, Ильинский Д. Н., Драчев А. Н»,
Ломиновский А. А., Ключник С. И.
Производственные испытания фронтального
воздухоохладителя оптимизированной
конструкции И—9
Канышев Г. А., Чистяков Ф. М. Коэффициент
подачи винтового фреонового маслозапол-
ненного компрессора XII—12
Котенко В. Д., Кирейцев А. В. Расчет
регенеративного кожухотрубного теплообменника
для воздушной холодильной машины II—15
Коханский А* И., Живица В. И. Динамика
5?

давлений и температур при влажном ходе
компрессора ^ VI—24
Кочеткова Е* В., Клибанов Е. Л., Бежаниш-
вили Э. М, Повышение долговечности
пластин клапанов пятачкового типа XI—40
Кошкин Н. Н,, Сысоев В. Л., Аксенов С. П.,
Калнинь И. JVL, Софер А, А. Холодильная
машина с поршневым компрессором без
смазки IV—18
Кошкин Н, Н., Тимофеевский Л. С,
Швецов Н. А. Экспериментальное исследование
процессов в генераторе абсорбционной
холодильной машины при кипении водных
растворов солей VIII—22
Куприянова А. В., Брезгин В. С.»
Данилова Г. Н., Богданов С. Н.
Экспериментальное исследование моделей
пластинчато-ребристых воздухоохладителей X—11
Латышев В. П., Агафонычев В. П. Метод
расчета продолжительности сублимационной
сушки творога XII—38
Мифтахов А. А., Тарабарин О. И. Влияние
изменения конструктивных параметров
концевой ступени холодильных
турбокомпрессоров на эффективность работы боковых
сборных камер X—27
Мифтахов А. А., Тарабарин О, И.
Исследование течения потока хладагента в сборных
камерах концевых ступеней холодильных
турбокомпрессоров VIII—32
Несвицкий А. А., Кабаков А. Н.? Максимен-
ко В. А. Выбор поверхности конденсаторов
воздушного охлаждения промышленных
холодильных установок II—12
Пекарев В. И., Игумнов В. JVL, Ведайко В. И.
Исследование винтового компрессора сухого
сжатия в режимах каскадной холодильной
машины VI—16
Нахимов X. С, Аюпов А. А., Данилов Р. Л.
Каскадная теплонасосная установка на
Пскентском молочном заводе IV—10
Ржевская В* Б., Гуйго Э. И. Интенсификация
работы льдогенератора чешуйчатого льда VII—13
Сундиев Н. П., Герасимов Н. А., Серги-
на И. В. Определение времени
промежуточного оттаивания сухих подвесных оребрен-
ных воздухоохладителей 1—35
Шепелев И. А. О тепловом расчете пленочных
градирен I—33
Шевченко В. К., Миних И» В. Определение
базовых показателей технологичности
конструкций холодильного оборудования V—16
Шмуйлов Н. Г., Розенфельд Л. М. Водоамми-
ачные абсорбционные холодильные машины
для линий производства аммиака 1—20
Шмуйлов Н. Г., Вольных Ю. А.,
Розенфельд Л..М., Доголяцкий В. И. Исследование
абсорбционных бромистолитиевых
холодильных машин АБХА-2500 в ленинградском
объединении «Светлана» XII—7
МАЛЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ, ТОРГОВОЕ
И БЫТОВОЕ ХОЛОДИЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
Гопин С. Р., Тихомиров В. А., Берегович И. Н.,
Басе Э. С, Шкоп М. А. Применение
отделителей жидкости в малых холодильных
машинах X—15
Гопин С. Р., Тихомиров В. А., Рогова В. А»?
Кожевникова В. П., Аверин С. В. Влияние
неравномерности поля скоростей воздуха по
фронту конденсатора на работу
холодильного агрегата IV—25
Гаврилкин В. П., Каппель А, С,
Некрасов В. П., Широков А. А. Повышение
эффективности теплообмена фреоновых
испарителей XII—20
Дмитриев В. И., Картофяну В. Г., Берсуд-
ский С. Ю., У сен ко В. Г., Стрельцов А. И.
Выбор схемы холодильного агрегата для
двухтем пер ату рного бытового холодильника X—18
Медовар Л. Е. Подогрев всасываемого пара
в цилиндре поршневого холодильного
компрессора VIII—30
Милованов В. И., Лихницкий Г. В.,
Захаров В. С. Исследование износостойкости
деталей высокооборэтных компрессоров ФГ
0,7—3B) III—28
Факторова М. М., Киселев Б. К.,
Гришина Л. Н. Методика определения
неконденсирующихся примесей в холодильном
агрегате бытового холодильника IV—43
Фихман А. Б., Шестоперов В. Ф. Влияние
неконденсирующихся газов на температуры
обмоток электродвигателя герметичного
компрессора бытового холодильника III—31
Шестоперов В. Ф., Фихман А. Б. Исследование
температурного поля электродвигателя
герметичного компрессора бытового
холодильника в аварийных условиях эксплуатации II—26
Щеглов Н. Г. Влияние температур
окружающего воздуха и массовых его скоростей
в конденсаторе на холодопроизводитель-
ность малых холодильных машин 1—31
АВТОМАТИЗАЦИЯ И ИЗМЕРИТЕЛЬНАЯ ТЕХНИКА
Васильев А. И., Осипов Ю. В., Тимофеев Г. Д.
Измерение производительности
холодильных установок | VII—31
Грузинцев И. А., Хорьков В. С, Губенко А. И.,
Косарева Н. М., Шахова Т. С.
Унифицированные системы автоматики холодильных
машин IX—18
У \»м В. Т., Бабиченко А. К.» Ерошен-
ков С. А. К вопросу автоматического
управления режимом работы абсорбционных
холодильных установок агрегата синтеза
аммиака большой единичной мощности IX—24
Ионов А. Г., Кан А. В. Автоматизированные
блочные холодильные агрегаты на
рыбопромысловых судах IX—27
Крайнев Е. Г. Модернизация и автоматизация
холодильных установок предприятий
мясной и молочной промышленности
Эстонской ССР IX—7
Мутных А. В. Совершенствование работы
аммиачных холодильных установок на
предприятиях Кировского производственного
объединения молочной промышленности IX—10
Ротенберг А. Г., Гутник М. Ш., Шишов В. В.
Автоматические воздухоотделители системы
ВНИХИ IX—11
Савицкий И. К.» Грузинцев И, А.,
Бочаров И. А. Оценка эффективности
автоматического регулирования холодопроизводи-
тельности судовых холодильных агрегатов I—22
<: И1СКИЙ В. С. Состояние и перспективы
развития приборов и средств автоматизации для
холодильного машиностроения 1—14
Фридман Б. А., Мясников А. Г., Кияшев А, И.
Реле защиты аммиачных компрессоров от
гидравлического удара IX—15
58

Шевандин М. А., Курбан В. Д. Методика
расчета надежности приборов защитной
автоматики рефрижераторного подвижного состава XII—24
КОНДИЦИОНИРОВАНИЕ ВОЗДУХА
Агарев Е. М., Шаззо Р. И., Маяковский Ю. В.
Математическая модель микроклимата
камеры-сушилки колбас 1—37
Барулин Н. Я.» Агарев Е. М., Шишкин М, Р.,
Фраер М. С. Система кондиционирования
воздуха Национального хранилища семян VIII—15
Гоголин А. А., Тихомирова Л. Н. О выборе
поверхностей воздухоохладителей установок
технологического кондиционирования
воздуха VIII—10
Китаев Б, Н. Кондиционирование воздуха
в скоростных поездах VII—23
Никульча И, П., Беспалов И. Н.,
Муратов В. Г, Применение ЭВМ для управления
системами кондиционирования воздуха V—21
Прохоров В. И.? Булычева О. П., Страшев-
ский А. В., Шилклопер С. М., Шляпки-
на Н. Н. К определению энергетически
целесообразных режимов работы систем
кондиционирования воздуха с воздушными
холодильными машинами IX—32
Смехова Н. Л., Межова С. А. Проектирование
установок технологического
кондиционирования воздуха в камерах'созревания сыра IV—12
Сотников А. Г. Гармонический анализ в
расчетах систем кондиционирования воздуха с
позиционным регулированием III—39
Цейтлин А. А., Эльтерман Л, Е., Сатанов-
ский Д. М., Немировская В» В,
Экспериментальное исследование системы
кондиционирования воздуха для тракторов серии «Ки-
ровец» III—44
Чернявский Э. И. Рассольная система
кондиционирования воздуха в кабинах кранов II—29
Шаззо Р. И. Количественное регулирование
относительной влажности воздуха в камерах
сушки колбас X—9
ПРОЕКТИРОВАНИЕ, СТРОИТЕЛЬСТВО И
ЭКСПЛУАТАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
(ХОЛОДИЛЬНЫЕ СИСТЕМЫ, ХОЛОДИЛЬНИКИ,
ФАБРИКИ МОРОЖЕНОГО, ЗАВОДЫ СУХОГО ЛЬДА)
Гиндоян А. Г., Лифанов Б, В. Допустимое
снижение сопротивления теплопередаче
наружных ограждений холодильников VIII—42
Клименко Б. С, Формин В. П. Холодоснабже-
ние предприятий молочной промышленности IV—8
Кузьмин М. П., Креймер Н. Г., Лемешко В. К.
Пути сокращения расхода электроэнергии
при холодильной обработке и хранении
пищевых продуктов VI—8
Сошинский А. М., Черняева И. Н, Расчет
состава регулируемой газовой среды плодо-
овощехранилищ IV—39
Тимофеев Г. Д. Анализ удельных расходов
электроэнергии на компрессоры и водяные
насосы IV—29
Фалеева В. В. Новое в холодильной
технологии мяса и мясопродуктов и в
проектировании производственных холодильников XI—25
Юкнис В. И. Опыт работы холодильников
предприятий мясной промышленности Литовской
ССР по снижению потерь мяса XI—16
ХОЛОДИЛЬНЫЙ ТРАНСПОРТ
Батраков И. И., Волкова Л. И., Дюбко А. П.
Совершенствование парка изотермических
вагонов и его структуры
Бондаренко В. И., Веркин Б. И.,
Медведев Е. М., Северин В. К., Чернявский Е. В.,
Шулика Н. А. Эффективность
транспортировки черноморской кильки в контейнерах
с азотным охлаждением
Беренштейн М. Г., Ирдеев А. Ф.
Рефрижераторные вагоны для перевозки живой рыбы
Вальт Э. Б. Совершенствование перевозок
скоропортящихся грузов и обслуживания
автономных рефрижераторных вагонов
Возаков Ю. Г., Балобаев Н. И., Пуш А.
Промысловые испытания холодильных
установок на учебно-производственном судне
«Призвание»
Гамиров В. И., Миролюбова 3. А»?
Панфилова Э. П., Пашкевич М. Ю., Богородская Е. П.
О совершенствовании теплоизоляционных
конструкций «сэндвич» отечественных
рефрижераторных вагонов
Ионов А. Г., Кан А. В. Особенности
холодильного комплекса головного учебно-
промыслового судна «Призвание»
Кокушкина М. К. Оптимизация пропускной
способности грузового фронта
распределительного* холодильника
Патлайчук Н. И. Рациональный тип
холодильной машины для пассажирских судов на
подводных крыльях
Пименова Т. Ф. Условия безопасной
транспортировки и хранения в баллонах жидкой
двуокиси углерода
ПоварчукМ. М., Трутнев В. В., Леонова Г. M.f
Винников А. И. Исследование
большегрузного рефрижераторного контейнера с
азотной системой охлаждения
Савицкий И. К., Катерухин В. В., Смойлов-
ская И. А, Производственные холодильные
установки на R22 для судов флота]рыбной
промышленности
Шустов А. С. Повышение эффективности и
качества перевозок скоропортящихся грузов
автомобильным транспортом
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ХОЛОДИЛЬНОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ
Ионов А. Г., Эрлихман В. Н., Боголюб-
ский О. К. Определение температуры
хладагента при проектировании морозильных
аппаратов
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
Алексеева Н. КХ, Борисова Л. А., Фильчажо-
ва Н. Н., Семашко Е. В. Изменение свойств
казеината натрия в процессе
замораживания и хранения
I ., i ' 1на Г. А., Васильева Л. Д*, Дибирасу-
лаев М. А., Куликовская Л. В.,
Щербаков И. А. Производственные опыты по
транспортировке и хранению натуральных
бескостных полуфабрикатов из говядины
Буканова А. А., Моисеева Е. Л., Коробов А, В,
О санитарной обработке камер созревания
сыра, оснащенных кондиционерами
Васильев А. С, Сокулин Д. Б., Шибаев В. А.
Исследование процесса размораживания
рыбы с помощью стабилизированного электри-
III—15
XI—29
VI1—26
III—20
XII—34
XII—30
X—31
III—24
XI—36
V—32
V—19
VI—18
III—10
VIII—18
X—41
V—35
III—47
5!+

ческого тока IX—36
Воробьев В. Фм Метлицкий 3. А.,
Высоцкая О. М., Моисеева Н. А. Влияние
обработки плодов яблони кальцием на их качество
при холодильном хранении XII—41
Вышемирский Ф. А., Мурашова Р. М.,
Жата М. М. Использование жидкого азота
в производстве сливочного масла IV—15
Герасимов Н. А., Румянцев Ю. Д.,
Беляеве. И. Определение потерь мяса в процессе
охлаждения XI—20
•i г »инова Э. С. Использование свекольного
сока сублимационной сушки в производстве
мороженого XI—34
Жокина 3. И., Ниценко Т. П., Афонина Л. Д.,
Папина Н. И. Новые формы естественной
убыли мяса и мясопродуктов при перевозках
в авторефрижераторах ,; VI—35
Иванова Р. П., Галкин А. В. Изменения в
упакованном под вакуумом мясе в процессе
хранения при —2 °С X—35
Ильина Е. А., Коваль В. В., Козлова Р* А.,
Кузнецов П. А., Макарова Г. Ф. Санитарная
обработка холодильных камер
озонированием II—38
Каргальцев И. И., Гуслянников В. В.,
Жокина 3. И. Пути снижения потерь мяса и
мясопродуктов при холодильной обработке,
хранении и транспортировке . XI—12
Крайняя В. С, Коротаева М. М,, Айзято-
ва Ж. 3., Гоноцкий В. A.f Попков В. Н.
О разработке новых быстрозамороженных
продуктов для школьников X—7
Кузнецова Т. Е., Карих Т. М., Сивачева А. М.
Цветков А. И. Эффективность
замораживания яичного меланжа в роторном агрегате
УРМА XI—31
Куликовская Л. В., Зайцев В. Н. Влияние
электрического тока на качество говяжьего
мяса при интенсивном охлаждении VIII—45
Кузьмин М. П.? Апаев Г- С, Воскобойни-
ков В. А. Экспериментальное исследование
теплообмена при замораживании продуктов
под избыточным давлением газа в условиях
свободной конвекции VII—45
Лаковская И. А., Шабетник Г, Д., Каухчеш-
вили Н. Э., Сидорова Н. Д.
Экспериментальное определение коэффициента
теплоотдачи при замораживании продуктов
животного происхождения t I—43
Латышев В. П. Метод приближенного расчета
коэффициента теплопроводности некоторых
пищевых продуктов V—38
Латышев В. П. Удельная теплоемкость и
энтальпия говяжьей печени I—45
Латышев В. П., Агафонычев В. П. Давление
водяного пара над творогом и теплота
испарения воды из него V—41
Л а тышев В. П. Агафонычев В. П. Метод
расчета продолжительности
сублимационной сушки творога XII—38
Латышев В. П., Грицын М. Н. Исследованиеj
плотности компонентов готовых блюд VIII—89
Латышев В. П., Грицын М. Н., Цирульни-
кова Н. А. Метод расчета плотности мясных
и молочных продуктов по их составу VI—33
Менин Б. М., Ржевская В. Б.? Гуйго Э. И.
Определение продолжительности
замораживания жидких пищевых продуктов в барабанных
аппаратах непрерывного действия VIII—36
Роговая С. Н., Мнацаканов Г. К., Чумак Н. И.
К расчету усушки мяса при его
холодильной обработке
Сущих М. В. О гидравлическом сопротивлении
зернистого слоя при|активном
вентилировании
Федоров В. Г, Применение методов тепломас-
сометрии при холодильной обработке
пищевых продуктов
Фильчакова Н. Н., Моисеева Е» Л,, Мишуч-
кова Л. А., Семашко Е. В., КулешоваМ. Ф.
Качество плавленых сыров при холодильном
хранении
Чумак И. Г., Онищенко В. П., Шахневич В» И.
Сокращение потерь при холодильной
обработке мяса
Шенберг М. Г,, Иванова Г. А., Козлова В. Ф.,
Вишневский В. И., Александрова Н. А.
Влияние различных режимов
замораживания и хранения на качественные показатели
поджелудочной железы
"Г.-*влев А. И. Применение пищевой пленки
в целях снижения потерь мяса
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЕ РАБОТЫ
Алексеев А. В., Олейниченко В. Т. Выбор
температуры кипения хладагента при расчете
воздух оохл адител я
Боришанская А. В, О теплоотдаче при кипении
фреонов на поверхностях с пористыми
металлическими покрытиями
Бухарин Н, Н. Математическая модель ступени
холодильного центробежного компрессора
Высотина В. Г., Головин М. В., Иванов В. Ю.
К определению основных параметров
центробежных компрессоров
Галимова Л. Б., Вургафт А. В. Изменение
температурного напора по высоте
вертикального пленочного генератора абсорбционной
холодильной машины
Гладченко В. А., Петренко Г. П. Оптимизация
схем фиксации уровня намораживания льда
в аккумуляционных установках
Кан К. Д. К расчету испарителей с внутритруб-
ным кипением
Каппель А. С, Голиков Ф. Д., Лебедев В. Ф.
Термодинамическая оценка рекуперации
тепла в водоаммиачных абсорбционных
холодильных машинах
Лаптев Ю. А., Цветков О. B.f Данилова Г. Н*
Теплопроводность газообразных смесей R22
и R115, R22 и R13B1, RII и воздуха
при атмосферном давлений
Ломакин В. Ф., Асаевич П. Т., Мурашко Г. H.f
Тохмахчи Н. С, Дифференциальное
уравнение термоэлектрического прибора типа ТО-
2М
Марусейцев Ю. Д., Каппель А. С,
Лебедев В. Ф. Термодинамическая оценка
работы абсорбционного водоаммиачного
теплового насоса
Михайлов A. H.f Платонова С. Г. Определение
теплового потока по показаниям тепломера
Никульшина Д. Г., Попова Э. М.,
Дольская В. И., Изотов В. Н., Лучин В. А.,
Старых Ю. В. Исследование влияния
гидрофобного покрытия на тепловые и
аэродинамические характеристики
воздухоохладителей
Повх И. Л,, Ступин А. Б., Симоненко А. П.
Влияние поверхностно-активных веществ
I-
IX-
III-
II-
XI-
-40
-41
-33
-35
-22
V—38
XI—18
VI1-30
XII—17
V—27
XI—43
VII—34
VII—40
IV—34
VIII—27
III—36
V—31
VI—26
XI—46
VI—28
60

на снижение гидродинамического
сопротивления хладоносителей VII—36
Рябушева Т. И., Гуйго Э. И., Петрунина Е. Б.
Термодинамические свойства хладагента
R218 VI—30
Ч с:-'";!'Л1ко В, П., Лагутин А. Е.,,Лисин В, В,
Термографическое исследование
поверхностей теплообмена V—25
Чумак И. Г., Малая Л. В., Виниченко И. В.
Интенсификация теплообмена при кипении
хладонов на поверхности трубы II—31
НОВОСТРОЙКИ ПЯТИЛЕТКИ
Кабылбаев М. Р. Распределительный
холодильник емкостью 18000 т в Алма-Ате 1—48
НОВЫЕ ВИДЫ ПРОДУКЦИИ
Дьяченко А. Н., Радько Н. Т.
Термоэлектрический воздухоохладитель для системы
принудительной вентиляции самолетов и
вертолетов, применяемых в сельском хозяйстве IV—46
Оленев Ю. А., Шпякина Н. Н. Мороженое
«Полюс» _ VI—38
Смехун О. В., Олейник В. И. Бытовой
автономный кондиционер «Донбасс» II—40
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
Бражников А. М.? Каухчешвили Э. И,, Мало-
ва Н. Д. О процессах тепло- и массообмена
в камерах холодильников IX—43
Жадан В. 3. Термодинамическая теория тепло-
ловлажностных процессов в камерах
холодильников VI—39
Гоголин А. А. К вопросу о тепловлажност-
ных процессах в камерах холодильников VI—44
Курылев Е* С, Чижов Г. Б, К вопросу о теп-
ловлажностных процессах в камерах
холодильников VIII—48
СТАНДАРТЫ И КАЧЕСТВО
Оленев Ю. А., Борисова О. С, Шпякина Н. Н.,
Соловьева JL Н* Изменение к стандарту на
мороженое VII—49
€ОЛИМПИАДА-80>
Волков В. С, Логвинский И. И.
Кондиционирование воздуха в крытом велотреке в
Крылатском VII—50
ОБМЕН ОПЫТОМ
Богданов Н* В. Из опыта наладки и
эксплуатации холодильных установок с
компрессорами П110 и П220
Воробьев Ю. М., Ужанский В. С. Применение
турбинных расходомеров для хладагентов
Головацкая Л. А. Эксплуатация приборов
автоматики в системах технологического
кондиционирования воздуха
Гольдберг Ю. И. Очистка внутренних
поверхностей аппаратов холодильных агрегатов
Давидяк В. А. Из опыта наладки и
эксплуатации установок сублимационной сушки
Ефимов В. А. Использование воздушных
конденсаторов во фреоновых холодильных
машинах XII—44
Капустин В. Ф., Цветков Б. И., Сидоров В. Н.»
Шустов Ю. Н. Распределительное
устройство для термостатов, охлаждаемых жидким
азотом V—44
Кладий А, Г. Опыт термической обработки
смеси мороженого на холодильных
предприятиях VII—54
Коган И. Я. Организация ремонта компрес-
III-
XII-
IV-
I-
IX-
-49
„„44
-47
-51
-45
сионных агрегатов бытовых холодильников
на заводе «Мосремэлектробытприбор»
Козлов В. Ф., Черняковский И. М., Купер-
шмит Е. И. Универсальный пульт
программного управления холодильными машинами
Малкин Л. Ш., Филенко А. И. Универсальный
индикатор контроля влажности жидкостей
и газов
Негодов В. П. Опыт эксплуатации судовых
аммиачных компрессоров 8W200/2
Оленев Ю. А.» Цирульникова Н. А.
Обобщение опыта работы по выпечке вафельных
стаканчиков на автоматах А2-ОВА
Чернявский Э. И. Валоповоротное
приспособление
Чернявский Э. И. Заправочный шланг для
фреоновых кондиционеров и холодильных
установок
Чернявский Э. И. Изменение компоновки
машинного отделения кондиционера 1КС-12А
Чернявский Э. И. Приспособление для снятия
блока цилиндров компрессоров ФВ6 и
ФУ12
1 рнявский Э. И. Смотровое стекло для
жидкостного трубопровода фреонового
кондиционера
Чернявский Э* И. Совершенствование схемы
холодильного агрегата для кондиционера
К-12С
Чернявский Э. И. Фильтрующий элемент для
газовых и жидкостных фильтров
Чупин Ю. B.f Скоблова Т. Е. Автоматизация
некоторых узлов установки для
производства жидкой двуокиси углерода и сухого льда
Шполянский В. М. Автоматизация
холодильного оборудования компрессорного цеха
винодельческого завода
Юдин Ю. В,, Татаринов В. П., ЛукьянчукТ. Н,
Опыт работы предприятий мясной
промышленности по сокращению потерь мяса и
мясопродуктов при холодильной обработке и
хранении
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Бондарев В. И., Янюк В. Я. Проектирование
и эксплуатация холодильных камер с
регулируемой газовой средой
Гланцев А. И. Правила монтажа судовых
холодильных установок
Гужавин В. М. Эксплуатация холодильных
машин и агрегатов с компрессорами П110
и П220 на пищевых предприятиях
Джоглидзе Ю. А. Включение домашнего
холодильника в электрическую сеть через
стабилизатор напряжения
. мнов Е. Ф., Горин А. И. О проектировании
систем электрообогрева грунтов под
зданиями холодильников
Ильина Е. А., Коваль В. В.» Козлова Р. А.»
Кузнецов П. А., Макарова Г. Ф.
Озонирование камер при хранении пищевых
продуктов
Касимов Г. X,, Евсеев Л. И,, Бундюк Н. А.,
Рейхельгауз Д. А. Подготовка к швартовным
испытаниям системы судовой холодильной
установки
Креймер Н. Г., Лотош Ю. Л., Елуфимов М. Н.
Рекомендации по применению и
эксплуатации холодильных винтовых компрессорных
агрегатов производства завода «Кюльауто-
мат» (ГДР)
VIII-
IV-
VI-
X-
V-
VIII-
III-
IV-
I-
X-
V-
VI-
II-
II-
-50
-48
-47
-47
-45
-54
-50
-50
-52
-46
-43
-48
-43
-42
XI—49
VII-
X-
XII-
XI-
IV-
VIII-
„55
-49
-48
-53
-51
-56
1—53
II—47
61

Лукьянов Г. Д. Работа регулирующего вентиля j
в качестве дозирующего устройства в на-
сосно-циркуляционных схемах холодильных
установок XII—47
Оленев Ю, Ам Соловьева Л. Н. Методика
определения размеров кристаллов лактозы в
мороженом XI—52
Фаерштейн Ю. О. Эксплуатация холодильной
установки МАВ-П для кондиционирования
воздуха в пассажирских вагонах VI—-49
ОХРАНА ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Зайковский С. П. О предупреждении
гидравлических ударов в аммиачных
нагнетательных коллекторах VIII—55
Гиндлин И. M.t Лемешко В. К., Солома-
ха Ю. К. Мероприятия по повышению
безопасности эксплуатации холодильных
установок предприятий мясной и молочной
промышленности X—52
Лемешко В. К-, Соломаха Ю. К. Отвечаем на
письма читателей III—52
Мероприятия по повышению безопасности
эксплуатации холодильных установок
предприятий мясной и молочной
промышленности IX—49
Николаев В. И., Лемешко В. К., Солома-
ха Ю. К. Порядок проведения инструктажа
по технике безопасности для машинистов
аммиачных холодильных установок V—46
ИЗОБРЕТЕНИЯ
1—54; И—46, 52; III—51, 53; IV—52, 57, 60;
V—48; VI—53; VII—58; VIII—49, 55; IX—48,
55; X—51, 61; XI—48, 51, 55; XII—43, 50, 54
ХРОНИКА
Больше товаров, добротных и разных VIII—58
Воробьев 10. М. На стендах выставки
«Измерительная техника, автоматизация
контроля и управления» V—55
Всероссийское совещание-семинар по
автоматизации холодильных установок в г.
Кургане IX—56
Всесоюзное совещание работников
холодильных служб мясной промышленности по
снижению потерь мяса и мясопродуктов при
холодильной обработке и хранении XI—54
Десятая научно-техническая конференция
молодых ученых и специалистов во ВНИИхо-
лодмаше V—56
Заседание секции Научного совета ГКНТ
СССР в Ленинграде VII—59
К 70-летию А. А. Гоголина X—56
К 60-летию В. П. Алексеева IV—56
К 60-летию В. М. Бродянского IV—57
К 70-летию Н. А, Головкина III—48
К 70-летию В. Г. Сахарова 1—57
Научная студенческая конференция XII—51
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Гоголин А. А. Новая книга IV—55
Мирмов Н. И. Полезная книга 1—58
Новые книги и плакаты издательства
«Пищевая промышленность» III—54
Сысоев Л. П. Справочник по эксплуатации
холодильников V—54
Чумак И. Г., Ларьяновский С. Ю. Полезный
справочник XII—49
В НТО ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Всесоюзный общественный смотр «НТК-79»
(наука, техника, качество) VI—56
Двухгодичные курсы «Комплексная система
управления качеством продукции в
пищевой, мясной, молочной и рыбной
промышленности» IV—53
Конкурс на лучшую работу молодых ученых и
специалистов по разработке предложений по
повышению эффективности и обеспечению
безопасной эксплуатации холодильных
установок и сокращению естественных потерь
при холодильной обработке и хранении
пищевых продуктов на холодильниках III—55
Рекомендации по разработке и выполнению
инженерно-техническими и научными
работниками личных и коллективных
творческих планов V—50
В ЦК ПРОФСОЮЗА РАБОЧИХ ПИЩЕВОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Семинар по дальнейшему развитию
социалистического соревнования VI—55
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Гиндлин И. М. Руководство по холодильному
хранению скоропортящихся продуктов
Крузе А, С, Новые исследования в области
теплопередачи
II—54,
IV—58,
VI—56
IX—57
VIII—61
В МЕЖДУНАРОДНОЙ ОРГАНИЗАЦИИ ПО
СТАНДАРТИЗАЦИИ
Быков А. В., Калнинь И» М., Шпенцер В. Б.
Стандартизация холодильного оборудования
в рамках ИСО X—57
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ СТРАНАХ
Холодильное машиностроение НРБ VIII—58
Шалы Я>, Чейка 3. Агрегат для охлаждения
шахтного воздуха 1—59
Шаповаленко М. М. Основные свойства
ограждающих конструкций «сэндвич»
изотермических вагонов, поставляемых ГДР XII—52
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Берлина Л. М., Горбатый М. М. Технология
и техника охлаждения молока на фермах XI—56
Карпис Е. Е. Компрессионные тепловые
насосы, приводимые от двигателей
внутреннего и внешнего сгорания V—57
Карпис Е. Е. Современные автономные
кондиционеры III—57
Пименова Т. Ф., Шуватова Э. Д. Контейнеры
с сухоледным охлаждением для хранения
готовых блюд в самолетах X—60
Хассел Д. Автоматически поворачивающиеся
солнцезащитные жалюзи VI—59
Явнель Б. К. Эжекторные градирни VII—59
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Буряк В, С» Новое холодильное оборудование II—56
Васильев В. В. Датчик-реле разности
температур XI—60
Жадько А. Т., Володарский Е. П. Манометри-
62
i i

ческие датчики-реле температуры для
бытовых холодильников VII—61
Логвин Р. Д., Кияшко Л. Н. Холодильная во-
доохлаждающая машина ХМВ-80 V—-61
П <i. к»ва И. А. Приборы и средства
автоматизации аммиачных холодильных установок IX—58
Раев А. А., Берсенева Н.'С, Афанасьев Е. Д.,
Туболевский С. Л., Гришин Е. Ф. Холодил ь-
но-нагревательная машина для фруктовых
холодильников ХМФ-32 VI—60
Розенфельд Ф. 3., Рудаков Е. И.
Полупроводниковое реле уровня ПРУ-5М XII—55
Сапрыкина С. Н., Афанасьев С. П.? Каль-
ви А. Р. Новые терморегулирующие
вентили большой производительности для R22 IV—61
Сапрыкина С. Н., Гуков И. И., Кальви А, Р.
Терморегулирующие вентили малой
производительности для R502 X—62
Свирин Г. Ф., Рудаков Е. И. Счетчик
времени наработки СВН-2-ОМ5 III—62
Стефанович В. В., Босых Г. Г. Временные
отраслевые нормы потерь мороженого
мяса при хранении в холодильных камерах
морских транспортных судов XI—59
Шувалов А, И., Кашкина Ю. Е. Новые
фильтры для холодильных установок 1—61
РЕФЕРАТЫ
УДК 621.514.52.041-9.001.24:621.892.092
Коэффициент подачи винтового фреонового маслоза-
полненного компрессора. КАНЫШЕВ Г. А.,
ЧИСТЯКОВ Ф. М. «Холодильная техника», 1979, № 12.
Предложена методика расчета коэффициента подачи
винтового маслозаполненного фреонового
компрессора (ВМХК). Она отличается от существующих тем, что
дополнительно учитывает снижение коэффициента
подачи от балластного фреона и масла, а также основные
свойства масляного раствора. Даны расчетные и
экспериментальные объемные характеристики ВМХК при
работе на R22 и четырех холодильных маслах в
диапазоне температур кипения от —25 до —-45 °С при
температурах конденсации 20 и 30 °С.
Иллюстраций 6. Список литературы — 4 названия.
УДК 536.24.001.5:621.565.25
О теплоотдаче при кипении фреонов на поверхностях
с пористыми металлическими покрытиями. БОРИ-
ШАНСКАЯ А. В. «Холодильная техника», 1979,
Ш 12.
На основании сбобщения экспериментальных данных
получены зависимости для расчета теплообмена на
поверхностях с пористым металлическим покрытием для
испарителей холодильных машин.
Таблиц 1. Иллюстраций 1. Список литературы — 11
названий.
УДК 621.565.042:66.028
Работа регулирующего вентиля в качестве дозирующего
устройства в насосно-циркуляционных схемах
холодильных установок. ЛУКЬЯНОВ Г. Д.
«Холодильная техника», 1979, № 12.
Предложено для холодильных установок в качестве
дозирующих устройств использовать вентили, имеющие
плавную расходную характеристику. Перспективным
представляется применение также одиночных и
двойных диафрагм малого диаметра.
Иллюстраций 2.
УДК [66.047.25:637.352].001.24
Метод расчета продолжительности сублимационной
сушки творога. ЛАТЫШЕВ В. П., АГАФОНЫЧЕВ^В. П.
«Холодильная техника», 1979, № 12.
Предложен метод расчета продолжительности
сублимационной сушки творога в зависимости от входных и
и управляющих параметров, а также от изменения
физических свойств пищевого продукта в процессе сушки.
Показано совпадение расчетных продолжительности
сушки и конечной влажности объекта с опытными
данными.
Таблиц 1. Иллюстраций 2. Список литературы — 9
названий.
УДК [621.57.044:621.5.02].001.86.004
Использование воздушных конденсаторов во фреоновых
холодильных машинах. ЕФИМОВ В. А.
«Холодильная техника», 1979, № 12.
Предложена схема фреоновой холодильной машины,
работающей на хладагенте R12, с дополнительным
воздушным конденсатором. Это позволило сократить
расход питьевой воды на охлаждение кожухотрубного
конденсатора.
Иллюстраций 1.
УДК 629.463.125:621.565:[531.787.91.082.721.3:681.5.09].
001.24
Методика расчета надежности приборов защитной
автоматики рефрижераторного подвижного состава. ШЕ-
В АН ДИН М. А., КУРБАН В. Д. «Холодильная
техника», 1979, № 12.
Предложена методика расчета надежности приборов
защитной автоматики рефрижераторного подвижного
состава на примере датчика-реле давления РД-1Б-01
в условиях воздействия ударных динамических
нагрузок. Методика основана на использовании аппарата
теории чувствительности и метода моментов для
расчета численных характеристик выходного параметра
устройства. Выявлены наиболее влиятельные
конструктивные параметры и определена вероятность ложного
срабатывания при воздействии ударного импульса со
стороны подвода рабочей среды.
Таблиц 3. Иллюстраций 4. Список литературы — 7
названий.
УДК 621.575.001.5:628.84:621.382D70.23)
Исследование абсорбционных бромистолитиевых
холодильных машин АБХА-2500 в ленинградском
объединении «Светлана». ШМУЙЛОВ Н. Г.,
ВОЛЬНЫХ Ю. А., РОЗЕНФЕЛЬД Л. М.» ДОГОЛЯЦ-
КИЙ В. И. «Холодильная техника», 1979, № 12.
Рассмотрены основные проектные решения
абсорбционной холодильной станции» оснащенной машинами
АБХА-2500. Описаны рабочие процессы и приведены
результаты теплотехнических испытаний. Отмечено
большое влияние на характеристики машин качества
воды оборотной системы водоохлаждения. Специфика-
ционная холодопроизводительность машин оказалась
равной ее среднему значению для машин с чистой и
загрязненной со стороны охлаждающей воды
поверхностью. Исследовано влияние на характеристики работы
переохладителя смешанного раствора. Отмечено» что
переохлаждение раствора, позволяющее осуществить
адиабатно-изобарный процесс, требует создания
специальной конструкции абсорбера.
Таблиц 1. Иллюстраций^.
63

УДК 621.565.001.4:629.12
Промысловые испытания холодильных установок на
учебно-производственном судне «Призвание», ВО
ЗАКОВ Ю. Г., БАЛОБАЕВ Н. И., ПУШ А.
«Холодильная техника», 1979, № 12.
Приведены результаты промысловых испытаний
холодильной установки с плиточным роторным
морозильным аппаратом FGP-25-3, работающей на R22 при
температуре кипения около —65 °С, новой модификации
морозильного аппарата типа LBH-12,5 и холодильной
установки с винтовым компрессором типа 52-20,
обслуживающей провизионную камеру молочных продуктов.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы —
2 названия.
УДК 629.463.125:662.998-036.664.001.5
О совершенствовании теплоизоляционных конструкций
«сэндвич» отечественных рефрижераторных
вагонов. ГАМИРОВ В. И., МИРОЛЮБОВА 3. А.,
ПАНФИЛОВА Э. П., ПАШКЕВИЧ М.Ю.,
БОГОРОДСКАЯ Е. П. «Холодильная техника», 1979, № 12.
Обоснована целесообразность создания
рефрижераторных вагонов типа «сэндвич» и приведены их
технические характеристики. Показано, что адгезия среднего
слоя (пенополиуретана) к оболочкам при комплексном
воздействии основных эксплуатационных факторов
(температур и температурных перепадов, вибраций,
повторяющихся изгибных нагрузок и т. д.) снижается
в 2—2,5 раза. Для обеспечения надежной работы
панелей и балок фактические нагрузки не должны
превышать 0,25 от разрушающей, а напряжения в среднем
слое 0,2 предела прочности при сдвиге пенополиуретана.
Таблиц 5. Иллюстраций 1. Список литературы —- 2
названия.
УДК 621.574.001.86.004
Эксплуатация холодильных машин и агрегатов с
компрессорами П110 и П220 на пищевых предприятиях.
ГУЖАВИН В, М. «Холодильная техника», 1979,
№ 12.
Описан опыт наладки и эксплуатации машин и
агрегатов с компрессорами П110 и П220 на предприятиях
пищевой промышленности Казахской и Таджикской
ССР. Предложен ряд мер, в частности, по сокращению
расхода смазочного масла, предотвращению
преждевременного выхода из строя клапанных пластин.
УДК [634,11:631.811.41:664.85.03.056
Влияние обработки плодов яблони кальцием на их
качество при холодильном хранении. ВОРОБЬЕВ В. Ф.,
МЕТЛИЦКИЙ 3. А., ВЫСОЦКАЯ О. М.,
МОИСЕЕВА Н. А. «Холодильная техника», 1979, № 12.
Исследованы способы внекорневых подкормок
кальцием плодов яблонь (Антоновка и Уэлси) —
опрыскивание до сбора урожая и погружение в раствор снятых
плодов. Установлено, что наибольший эффект для
лучшего сохранения качества плодов и удлинения срока
хранения дает двухкратное, за 5 и 3 недели до сбора,
опрыскивание 1%-ным раствором хлористого кальция
с добавлением в раствор 0,1 % фундазола при
повторной обработке.
Таблиц 2, Список литературы — 6 названий.
УДК 536.24.001.5:[621.5.048:621.565.25]
Повышение эффективности теплообмена фреоновых
испарителей. ГАВРИЛКИН В. П., КАППЕЛЬ А. С,
НЕКРАСОВ В. П., ШИРОКОВ А. А,
«Холодильная техника», 1979, № 12.
Сделаны термоэнергетический анализ и сравнение
массово-габаритных характеристик испарителей с
разными теплообменными поверхностями трубок —
сребренными, с сетчатым и гальваническим покрытием,
показавшие перспективность очехления теплопередающих
трубок металлическими сетками.
Таблиц 1. Иллюстраций 1. Список литературы — 9
названий.
УДК 681.586'37:621.564
Применение турбинных расходомеров для хладагентов,
ВОРОБЬЕВ Ю. М., УЖАНСКИЙ В. С.
«Холодильная техника», 1979, № 12.
Приведены устройство, технические характеристики и
результаты испытаний расходомеров турбинного типа
«Турбоквант» производства ВНР, подтвердившие их
высокую эффективность. Расходомеры могут быть
рекомендованы для использования в испытательных
установках и на исследовательских стендах для
измерения расхода хладагента.
Иллюстраций 3.
На первой странице обложки. Вид современного машинного зала холодильника с отечественными аммиачными
винтовыми компрессорными агрегатами типа АД130.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов»
Е. М. Агарев, А. В. Быков, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, д-р техн. наук,
проф. Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко, д-р техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шапова-
ленко, д-р техн. наук, проф. А. П. Шеффер.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 06.11.73. Подписано в печать 05.12.79. Т-19784 Формат 84X1081/ie. Высокая печать.
Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 6,72 Уч.-изд. л. 8,41 Тираж 14 690 экз. Заказ 2559
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12. Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли. 142300, г. Чехов Московской области.