По материалам Всесоюзной межвузовской конференции в Ленинграде
УДК 666.072.037,1.001.5
ИССЛЕДОВАНИЕ МЕТОДОВ ОХЛАЖДЕНИЯ БЕТОННОЙ КЛАДКИ СТРОЯЩИХСЯ ПЛОТИН
Канд. техн. наук Н. А. БУЧ КО, канд техн. наук, доц. Г. Н. ДАНИЛОВА, А. В. КУПРИЯНОВА — Ленинградский
технологический институт холодильной промышленность
В течение нескольких лет в ЛТИХПе
проводились исследования условий теплообмена в
бетонной кладке строящихся плотин и
разработка методов определения температурных
режимов при различных способах охлаждения
кладки. Настоящая статья содержит
результаты проведенной работы применительно к
трубному и воздушному охлаждению, а также
сопоставление расчетных данных с результатами
натурных измерений в плотине Краснояр^
ской ГЭС.
Трубное охлаждение. Анализ процесса
распространения тепла в теле плотины с
равномерно распределенными в ней охлаждающими
трубами (без учета теплообмена с воздухом)
показал, что зависимость между температурой
бетона и определяющими ее величинами
можно представить в виде безразмерных
уравнений [1, 2]. При этом использованы
имеющиеся аналитические решения задачи,
предполагающие ряд упрощающих предпосылок [3, 4,
5]. С помощью характеризующих процесс
безразмерных соотношений построены графики,
позволяющие находить искомые величины для
бетонов- с разными свойствами при разных
начальных температурах и расстояниях между
трубами.
Методика расчета средних объемных
температур бетона и необходимые для этого
расчета графики опубликованы [1, 2].
Подобная методика для определения
нагрева охлаждающей воды по длине змеевика в
зависимости от времени и для определения
максимальной температуры бетона с учетом
изменения температуры воды приводится ниже.
Температуру воды в сечении трубы,
отстоящем на расстояние L от входа (в том числе и
в выходном сечении) в некоторый момент
времени т от начала процесса, можно определить
по формуле
1<Тб
: twl + 6 Y, + 0а
к»
A)
где t
го\
температура воды на входе в охла-.
ждающий змеевик
(предполагается постоянной величиной);
перепад между начальной
температурой бетона и водой на входе,
Yx —
бад —
некоторая функция от т и?,
характеризующая изменение
температуры воды от начального перепада;
максимальный адиабатический
разогрев бетона;
удельный вес
где с — теплоемкость, а \
бетона;
У2 — некоторая функция от
интенсивности тепловыделений, т и L,
характеризующая изменение
температуры воды в зависимости от
выделения тепла экзотермии.
Закон тепловыделений выражается
уравнением
B)
Я= <7максA — е ^у
где m — скорость выделения тепла
экзотермии, определяемая в соответствии с
опытными данными по
тепловыделению бетона (с помощью m можно
учитывать начальную температуру
смеси).
Величины Y\ и У2 представлены в виде
графиков, в зависимости от безразмерных
комплексов
XL
Cw?w?ii>
и Pd=
mR2
af
которые являются безразмерными
характеристиками процесса и охватывают все факторы,
влияющие на него;
af — фиктивный коэффициент
температуропроводности бетона, учитывающий как тепло-
физические свойства, так и соотношение — ,
Го
где г0 — радиус охлаждающей трубы, R —
радиус цилиндра, эквивалентного по площади
или периметру бетонной призме, охлаждаемой
одной трубой,
%=i/JA ИЛи %=1л±к;
10

/l И k
где
шаг труб по горизонтали и вертикали;
lg 100
а
'/-
а
Г0
а — коэффициент
температуропроводности бетона;
К — коэффициент
теплопроводности бетона;
cw, Pw, gw — теплоемкость, плотность и
объемный расход
охлаждающей воды.
Графики для Y\ и У2 построены на
основании приближенных вычислений по
приводимым ниже формулам в интервале практически
возможных изменений критериев:
Fo = 0~V2; Y'Pd = \-± 4; 5 = 0-
1,0.
е fo
К, = 1
-2,69359 I
+ Г С P(Fo-T\)^d-4db
J J д 7)
о о
е /"о
C)
о о
D)
Так как формулы C) и D) — интегральные
уравнения, в которые величины Y\ и Y2 входят
как в свободном виде, так и под знаком
интеграла, вычисления производились методом
последовательных приближений с точностью
0,01, для чего просчитывалось 6—7
приближений.
На рис. 1 представлена зависимость Y\ от
Fo и g, на рис. 2 — зависимость У2 от Fo и g.
Среднюю и максимальную температуры
бетона в сечении L можно вычислить
соответственно по формулам:
t^twl + BZx + ^
) 7 -
ад ^2>
где
• + еад[г2 + 1,07(г2-г2)],
E)
F)
Fo
Г dY
Z1 = um+Y1—\ um(Fo — tj) —-L dri; G)
J Of]
Fo
Z^V„.
дц
при послойной укладке бетона в случае
воздушного охлаждения верхней поверхности
блоков, основанный на применении
полученных из аналитического решения безразмерных
функций и графиков, описан в работе [6]. Этот
метод дает хорошие результаты при расчете
температур до перекрытия блока следующим.
Однако практика показала, что необходимо
контролировать температуру в блоке в течение
длительного времени после перекрытия, чтобы
предупредить образование трещин и
определить сроки цементации строительных швов.
Ун
0,9
0,8
0,1
0,6\
м\
0Л
0,3
0,2\
0J
О
1 Г Г"! Г~Т Г1 1  1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
м мм
\> М
[\М 1 I
Шч
! \N4
\ \ К 1ч 1 1 1 1 1 1 1 | 1 1 1 1 ¦ 1 ' I 1 1
\| |\| \. |\| 1 1 | | | 1 1 1 1 1 1 1 | | i 1 l 1
\ 1 X N Ш 1 И :
У^^Ъй'^Н" Li "hi 11 ITT 1
i> 1 >Mn> и 1 м
1 riTWjllWJi MM
ТГт4зд^Ш1^^Ш
8 9 10 11 Fo
Рис. 1. Зависимость Y\ от F0 и g.
0J
0,6
0,5\
0A
0,3
оя\
0J
0
h
h
k
1
1 '
V
'
\/
if
l
N
\
A
\
\
/
\7
{'"
7
\/
/'ч
,'
\
\
x
7
^~~
—1
4
**4
Y-i
Ш
К
4^
Ч64
V*
0
Vv
2
1
ч
\\
\
^
K*.
4
N
\
4=/.d
4
г
¦" ч
4.
—-
\ч
\№
ofi
\\
Щ
m
\
s
h
s
J
"T~
N
fc>
k
r^
-M-
>4
4^
X
к
^
X
^
-^З55^
^
4
Ы
^
g
k.
fc"*
Ш
K
ks-.
+^
k^
g
g
g
T--J
\
ЁЦйЗД
Z 3 4
9 Ю- 11 Fo
Рис. i2. Зависимость Y2 от F0 и g:
+ Y'2- ^um(Fo — T\) -j^i di\. (8) Vpd =1,0; VPd= 4,0.
Выражения для P(Fo), s(Fo; Pd), um и Vm
приведены в работах [1—5].
На рис. 3 представлены зависимость Z\ от Fo
и |, на рис. 4 — зависимость Z2 от Fo и |.
Воздушное охлаждение. Метод определения
среднеобъемных и максимальных температур
В этом случае уже нельзя пренебрегать
теплообменом через боковые грани с воздухом
или бетоном соседних секций. Задача
определения температурного поля в бетоне
значительно усложняется и может быть
практически решена одним из численных методов или
методом электротепловых аналогий.
2*
11

Рис. 3. Зависимость Zx от Fo и g.
/ I 3 U 5' 6 7 8 9 Fo
Рис. 4. Зависимость Z2 от Fo и ?.
— l/prf = l,0; VPd = 4,0.
С одной стороны, расчет (даже с
использованием электрических счетных машин), как и
решение на аналоговой машине при большом
числе вариантов, — чрезвычайно трудоемкая
работа.
С другой стороны, численные методы,
например метод элементарных балансов, позволяют
учесть наибольшее число переменных
факторов, влияющих на процесс, и решать подобные
задачи достаточно точно.
Можно избежать недостатков метода при
расчете на быстродействующей электронной
вычислительной машине.
В 1964—1965 гг. в ЛТИХПе была составлена
программа для расчета температурного
поля в постепенно наращиваемом бетонном
столбе при теплообмене верхней и боковой
поверхности трех верхних слоев с воздухом,
четвертого и всех нижележащих с бетоном
соседних секций, наращиваемых теми же
темпами, что и основной, но с отставанием в три
слоя.
Нижняя поверхность столба — граница со
скальным основанием — считается
адиабатической.
Каждый слой разбивается на произвольное
число / элементарных слоев по вертикали и
произвольное число i элементарных слоев по
горизонтали, температуры определяются в
точках пересечения этих слоев через интервалы
времени Ат, величина которых зависит от
размера делений Ах и Ау и вычисляется заранее.
Предполагается произвольный закон
тепловыделений по времени, который вводится в
программу в виде исходных данных. Программа
предусматривает произвольное число слоев М,
укладываемых через одинаковые промежутки
времени РДт. Можно предусмотреть укладку
и через произвольные отрезки времени,
кратные Ат (т. е. величина Р может изменяться
в процессе решения по любому, заранее
заданному условию). Это же относится и к
температуре воздуха, которая принята постоянной.
Алгоритмы программы представляют собой
систему повторяющихся циклов. Повторение
связано с переходом от расчета температуры
в одной узловой точке к соседней, от одной
группы точек с одинаковыми расчетными
формулами к другой, от расчета температур для
всех точек в один момент времени к другому
моменту времени, от одного блока к двум,
трем и т. д., последовательно уложенным
слоям. Программа рассчитана на трехадресную
машину типа БЭСМ-2. Описание машины и
системы команд приводится в работе [7].
Сравнение результатов расчета по
разработанным методам с натурными измерениями на
строительстве Красноярской ГЭС. Не имея
возможности в краткой статье изложить
подробный анализ выполненных сопоставлений,
приводим сравнение опытных и расчетных зна-
12

чений максимальных температур ^макс
достигаемых за время т (с начала укладки до
перекрытия блока) при воздушном и трубном
охлаждении (см. таблицу).
На рис. 5 представлены опытные и
расчетные кривые для воздушного и трубного
охлаждения.
№ секций и блоков

расчетная

опытная
т, сутки
расчет-
опытное ное
Воздушное
Плита водобоя № 11 . .
Блок локальной
перемычки
22-IV-7,8
19-1-46
18-III-7
16-II-9
10-IV-14
19-11-20
37-IV-0
охлаждение
30,5
46,0
46,0
50,5
37,5
27,5
22,5
21,0
16,5
29,0
44,0
46,0
50,0
39,5
30,5
22,0
22,0
17,0
6
11
21
20
9
15
5
9
3
Трубное охлаждение
9-VI-8 ...
9-VI-9 . . .
13-VI-7, 8,9.
20-1-21, 22, 23
39,0
39,0
42,0
42,0
37,0
40,0
42,0
39,5
5
5
5
8
20
20
19
6
12
5
7
6
При вычислении температур использовались
данные о тепловыделениях бетона,
предложенные СибВНИИГом, которые представляют
собой опытные материалы по разогреву крупных
блоков, обработанные по методу И. Д.
Запорожца [8]. Принятая зависимость во многих
случаях не соответствует действительной, но
более точных данных в литературе не имеется.
Анализ результатов сравнения показывает,
что расчетные температуры хорошо
согласуются с опытными, если принятые исходные
данные соответствуют натурным условиям.
В этом случае предлагаемая методика расчета
может быть использована при проектировании
систем охлаждения кладки плотин с высокой
степенью приближения к действительности
(см. рис. 5).
Значительную погрешность расчетов
вызывает отклонение принимаемого закона
тепловыделений от действительного. Необходимы
точные и подробные данные о
тепловыделениях бетона.
Для более точного расчета температур при
любом законе тепловыделений следует
использовать методы конечных разностей.в случае
применения как электрических счетных
машин, так и электронных вычислительных
машин. В частности, для расчета температур при
воздушном охлаждении можно использовать
программу ЛТИХПа для машины БЭСМ-2.
Щ
35
30
25\
:
>-
-
-
z
г
-
:
г
Р
г
1
i
Щ
//
//
/
)
I
»
/
sr
9~С
ЛЬ
/у
//
т
7
Н
1
1
.]
Н6
*=•
~
{Схема размещения
термометров сопротцвленм
\пц-гм 1 ||
N6 23-VIS
1 Lw II
\шп%^3'?1-8 II
ЬЖ/,0
\гьо ит.О II
1 1 1 1 1
2325 27 29 31 2 k 6 8 10 12 Ik 16 18 20 22 2k 26 сутки
Январь р а Февраль
и3 10 11
12 13 Ik 15 16 17 18 13 20 21 11 сутки
б Июль
Рис. 5. Изменение температур в блоках 7, 8, 9 VI
столба 23-й секции при воздушном охлаждении
(а) и в различных точках 26-го блока II столба 25-й
секции при трубном охлаждении {б):
расчетные кривые; опытные кривые;
№ 2, 4, 6, 383, 670, 750 —¦ номера термометров;
пц~24® — портландцемент, 240 кг/м3; шПц-240 —
шлакопортландцемент, 240 кг/м3\ высота
укладываемых блоков указана в метрах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Данилова Г. Н., Бучко Н. А. О методе
расчета температурных режимов при трубном
охлаждении бетонной кладки плотин.
«Гидротехническое строительство», '1965, № 5.
2. Данилова Т. Н., Б у ч к о Н. А. Исследование
теплообмена в бетонной кладке при различных
способах ее охлаждения применительно к плотине
Красноярской ГЭС. Сб. «Проблемы строительной
теплофизики», Минск, 1964.
3. Cooling of Concrete Dams; United States
Department of the Interior, Bulletin 3, 1949.
13

Л а м к и н М. С. Охлаждение бетонной кладки
массивных бетонных сооружений через систему труб.
Диссертация, Ленинградский политехнический
институт, I960.
Ч ж у Б о-ф а н. Вычисление температур в массивном
бетоне с внутренними источниками тепла,
охлаждаемом с помощью труб. Журнал
гидротехнического общества Китая, 1957, № 4 (на китайском языке).
Данилова Г. Н., Б у ч к о Н. А. Приближенный
способ определения температур в бетонной кладке
строящихся плотин. «Гидротехническое
строительство», A963, № 4.
Б а з и л е в и ч В. Л., Б а з и л е в и ч Л. В.
Система команд и программирование для БЭСМ-2. Изд-во
«Судостроение», 1964.
Запорожец И. Д. Определение температурных
полей в массивах твердеющего бетона
гидротехнических сооружений. «Гидротехническое
строительство», 1964, № 8.
УДК 621.57:621.176
УСТОЙЧИВОСТЬ РАБОТЫ ПАРОВОДЯНЫХ ЭЖЕКТОРНЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ПРИ ПОВЫШЕННЫХ ТЕПЛОВЫХ НАГРУЗКАХ
п--1 \
М. А. СИЛЬМЛН — московский завод «Компрессор»
Установившийся режим работы
пароводяной эжекторной холодильной машины
характеризуется равенством тепловой
нагрузки QH и холодопроизводительности
машины Q0:
Qo=Qh. A)
При изменении QH или температуры
охлаждающей воды twi это равенство нарушается.
Если самовосстановление равенства A) в
результате изменения одного или нескольких
параметров обеспечено, то машина работает
устойчиво, если не обеспечено — неустойчиво.
Как будет отмечено далее, при работе
машины в области тепловых нагрузок,
значительно превышающих спецификационную хо-
лодопроизводительность Q0(cn), существует
опасность потери устойчивости, что может
привести к полному прекращению генерации
холода. Поэтому вопрос об обеспечении
устойчивой работы машины, особенно при
переменных режимах, имеет исключительно
большое значение.
В работе [1] показано, что к основным
характеристикам эжекторных холодильных
машин относится температурная характеристика
tw\(m)=f(to), т. е. связь между максимально
допустимой температурой охлаждающей воды
tw\(m) и температурой кипения t0 при
постоянном расходе рабочего пара G. Было также
предложено ввести две температурные
характеристики — предельную и срывную
(критическую) .
Предельная температурная характеристика
4;i(np) = f(^o) описывает связь между t0 и
предельной температурой охлаждающей воды
^i(np), т. е. такой температурой, при которой
еще сохраняется полная (номинальная) для
данной t0 холодопроизводительность машины.
Срывная температурная характеристика
^i(cp)=/(^o) определяет срывные значения
twU при которых для данных значений t0
наступает срыв работы главных эжекторов
машины и полностью прекращается генерация
холода.
Обе температурные характеристики важны
для определения возможности использования
данной машины в требуемом диапазоне
тепловых нагрузок, температур кипения и
охлаждающей воды.
Качественный характер температурных
характеристик показан на рис. 1. Их особенность
в том, что они состоят из двух участков —
Рис. 1. Предельная (/) и срывная B)
температурные характеристики эжекторной
холодильной машины.
14

восходящего (а—b, й\—Ь\) и нисходящего
(Ь—с, Ъ\—ci). Правый, нисходящий, участок
температурной характеристики может явиться
при соответствующих условиях причиной
неустойчивой работы машины. Он расположен
в зоне повышенных температур кипения.
На рис. 2, а показана зависимость
холодопроизводительности эжекторной холодильной
машины от температуры охлаждающей воды
для восходящего участка температурных
характеристик. Для этой области при
повышении /о возрастают и соответствующие им
предельные ^i(np) и срывные ^(ср) значения
температуры охлаждающей воды.
во
QD2
$03
to > to ? to
t0=const
tо "constz
t0 = consf.i
I [
I
lwla lwi(np) гтЬ lwi(op) *№
a
*a I-
twia tw1(np) twib twlcpjtwl
6
Рис. 2. Зависимость холодопроизводительности
эжекторной холодильной машины от
температуры охлаждающей воды для восходящего (а) и
нисходящего (б) участков температурной
характеристики.
На рис. 2, б показаны аналогичные
зависимости, но для нисходящего участка
температурных характеристик. Здесь наблюдается
обратная закономерность изменения
соответствующих предельных и срывных значений
температур, вследствие чего кривые Qo=f(twi)
для различных значений t0 пересекаются.
Для каждого из рассматриваемых случаев
определим влияние двух внешних источников
возмущений, нарушающих равенство A):
изменение QH при tw\ = const и изменение tw\
при QH = const.
Изменение QH при tw\ = const. Восходящий
участок температурной характеристики (см.
рис. 2, а). Допустим, что машина работала в
режиме, характеризующемся точкой 1, при
tw\a<t'wX^vy Если тепловая нагрузка
увеличивается до значения Q02, то температура
кипения возрастает до t0', и режим работы
машины перемещается в точку 2, благодаря чему
восстанавливается равенство A).
Если машина работала в режиме,
описываемом точкой 3, при 4ль>^1A1р)> а тепловая
нагрузка возросла до Qoi, то за счет
повышения температуры кипения до ?0" режим
работы перемещается в точку 4 и равенство A)
также восстанавливается.
Нисходящий участок температурной
характеристики (см. рис. 2, б). Если температура
охлаждающей воды tw\a ниже предельного ее
значения ^i(np), нисходящий характер
зависимости tw\{m)=f{U) на устойчивости работы
машины не сказывается. Например, при
tw\a<t'wl{np) возрастание тепловой нагрузки от
Qoi до Q02 приводит к повышению
температуры кипения от t'0 до t'0', т. е. к перемещению
режима работы машины из точки 1 в точку 2
с восстановлением равенства A).
Если же температура охлаждающей воды
превышает ее предельное значение (точка 3),
т. е. *101Ь>^1(ПРI то при повышении тепловой
нагрузки равенство A) нарушается и также
начинается подогрев рабочей воды,- т. е.
возрастание t0. Однако, если в предыдущих
примерах возрастание ^о приводило к повышению
холодопроизводительности и к
восстановлению благодаря этому равенства A), то в
данном случае, как видно из рис. 2, б, повышение
t0 приводит к снижению
холодопроизводительности. Физически это явление объясняется ]
тем, что главные эжекторы не успевают
отсасывать образующийся в испарителе холодный
пар.
Например, при повышении температуры
кипения от t0 (точка 3) до t'0' холодопроизво-
дительность уменьшается от Q03 до Qo4
(точка 4). Вследствие этого небаланс между QH и
Qo возрастает и цроцесс повышения t0 и
сопутствующего ему снижения Q0 продолжает- \
ся до тех пор, пока t0 не достигнет значения
<'0"э при котором для данной температуры
охлаждающей воды tw\b генерация холода
полностью прекратится (точка 5).
Таким образом, в последнем случае будет
потенциальная неустойчивость работы
машины, которая при соответствующем внешнем
15

возмущении (повышение тепловой нагрузки)
может привести к полному срыву работы
машины.
Изменение tw\ при QH=const. Восходящий
участок температурной характеристики (см.
рис. 2, а). Если машина работает в
установившемся режиме в точке 1, а затем
температура охлаждающей воды возрастает до
значения twib>t'wl{nv)9 то холодопроизводитель-
ность снижается до величины Q03 (точка 3).
Но так как QH=const, то t0 повышается до
такого значения t'0\ для которого зависимость
Qo=f{tw\) проходит через точку 4
(пересечение прямых Qo\ = const и tw\b = const).
Благодаря этому равенство A) восстанавливается.
Нисходящий участок температурной
характеристики (см. рис. 2,6). Если машина
работает в установившемся режиме в точке 1, то
повышение температуры охлаждающей воды
до значения tw\b>twl (пр) сопровождается
снижением холодопроизводительности до
величины Qo3 (точка <?), меньшей, чем тепловая
нагрузка на машину. Это приводит к
повышению температуры кипения.
Однако, как уже отмечалось, в*
рассматриваемой зоне повышение t0 сопровождается
не увеличением, а снижением Q0, вследствие
чего небаланс между QH и Q0 возрастает. Это
приводит, в конце концов, к срыву работы
машины и прекращению генерации холода.
Рассмотрим условие сохранения
устойчивости работы пароэжекторной холодильной
машины.
Анализ.приведенных выше примеров, в
которых в качестве источников внешних
возмущений рассматривались повышения тепловой
нагрузки на машину и температуры
охлаждающей воды, показывает, что при работе
машины в зоне восходящего#участка
температурной характеристики самовосстановление
равенства A) обеспечивается на всех
режимах. То же происходит при работе в зоне
нисходящего участка температурной
характеристики, но только в диапазоне температур
охлаждающей воды, не превышающих
предельного значения этого параметра. Общим для
указанных групп режимов является
увеличение холодопроизводительности при повышении
температуры кипения, что аналитически
выражается неравенством
В отличие от этих групп режимов при
работе машины в зоне нисходящего участка
температурной характеристики при
температурах охлаждающей воды, превышающих пре-
16
дельное значение, нарушение
установившегося режима, вызываемое увеличением тепловой
нагрузки или температуры охлаждающей
воды, не сопровождается самовосстановлением
равенства A), что приводит к потере
устойчивости, срыву работы машины и прекращению
генерации холода.
Характерной особенностью этой группы
режимов является уменьшение Qo при
повышении U, что выражается неравенством
(Ж) <о. C)
Таким образом, устойчивая работа машины
обеспечивается только на режимах, при
которых повышение температуры кипения
приводит к увеличению холодопроизводительности.
Иными словами, критерием устойчивости
работы эжекторной холодильной машины
является соблюдение неравенства B).
Рис. 3. Характерные зоны работы эжекторной
холодильной машины.
На рис. 3 показаны характерные зоны
работы эжекторной холодильной машины: зона
устойчивой работы (площадь, ограниченная
линией a—b—c—d—e—f—a), зона
неустойчивой работы (с—g—е—d—с) и зона отсутствия
генерации холода (b—h—i—g—b), причем
кривые (k—d—e) и (b—c—g) — предельная
и срывная температурные характеристики
машины, а точки d и с — экстремальные точки
этих характеристик.
Как видно из рис. 3, соотношение зон
зависит от расположения и формы температурных
характеристик: чем круче нисходящий участок
температурной характеристики и ниже
температура кипения, при которой он начинается

(т. е. чем левее находятся точки d и с), тем
меньше зона устойчивой работы машины.
Вид температурных характеристик эжектор-
ной холодильной машины в значительной
степени связан с ее тепловой характеристикой,
т. е. с зависимостью между Q0 и t0. В зоне
температур охлаждающей воды, не
превышающих предельной температурной
характеристики, эта зависимость описывается
следующей формулой [2]:
Qo = Q0,(cn) [l+k [to - tQ (сп))] ккал/ч, D)
где Qo(cn) и ^о(сп) — соответственно специфи-
кационные значения хо-
лодопроизводительности
машины и температуры
кипения;
k — коэффициент прироста
холодопроизводитель н о-
сти (для различных
машин k колеблется в
пределах 0,07—0,107°С).
В работе [1] указывался нижний предел &,
равный 0,087°С, однако последние
экспериментальные работы показали, что он может
быть снижен до 0,077°С.
Формула D) описывает наклонную прямую,
проходящую через спецификационную точку
(^о(сп), Qo(cn)), причем тангенс угла ее наклона
равен k. Следовательно, чем больше К тем
больше наклон тепловой характеристики, т. е.
тем больше прирост холодопроизводительно-
сти машины при повышении температуры
кипения на ГС.
Проведенные нами анализ и расчеты
показали, что чем больше величина k, тем при
меньшем значении t0 начинается нисходящий
участок температурной характеристики и тем
больше крутизна этого участка, а
следовательно, тем меньше зона устойчивой работы
машины и больше чувствительность машины
к внешним возмущениям, нарушающим
установившийся режим в зоне неустойчивой
работы.
Однако в зоне устойчивой работы при
большем значении k требуется меньшее
повышение U для обеспечения восстановления
равенства A) в случае возрастания тепловой
нагрузки.
Полученные закономерности дают
возможность установить некоторые общие принципы,
которые должны быть положены в основу
определения возможности использования данной
эжекторной холодильной машины для
конкретных эксплуатационных условий, а также
при проектировании новых машин этого типа.
1. При температурах охлаждающей воды,
близких к предельным значениям, а также
3 Зак. 2687
превышающих их, для обеспечения устойчивой
работы следует допускать использование
машины, только в зоне восходящего участка
температурной характеристики, т. е. в том
диапазоне изменений Q0 и t0i в котором
обеспечивается соблюдение неравенства B).
2. При температурах охлаждающей воды,
значительно более низких, чем их предельные
значения, возможно использование машины и
в зоне нисходящего участка температурной
характеристики без опасности потери
устойчивости работы, так как в этом случае
неравенство B) также выдерживается.
3. Увеличение расхода рабочего пара, на- ,
пример, путем повышения его давления, при-;
водит к улучшению температурных характер
ристик: повышаются предельные и срывные
значения температуры охлаждающей воды, а
экстремальные точки характеристик
смещаются вправо.
Благодаря этому зона устойчивой работы
машины расширяется как в сторону более
высоких величин tw\, так и в область более
высоких значений t0i а следовательно, и Q0.
Поэтому такой способ может с успехом
применяться в условиях эксплуатации.
4. Если предполагается использование
машины при незначительных колебаниях QH (до
~1,3 Qo(cn), то при проектировании и
экспериментальной доводке машины целесообразно
стремиться к получению большего значения
коэффициента прироста холодопроизводитель-
ности k (порядка 0,09—0,17°С). Благодаря
этому при повышении QH восстановление
баланса Qo = Qh будет достигаться при меньшем
возрастании to.
5. В случае, если колебания Q0 по условиям
эксплуатации возможны в широких пределах,
то k не должно превышать 0,07—0,087°С Это
позволит получать требуемую повышенную
холодопроизводительность при относительно
более высоких температурах охлаждающей
воды, т. е. расширить зону устойчивой
работы.
Установленные выше закономерности и
принципы гксплуатации и проектирования
эжекторных холодильных машин особо важны
для машин, которые должны обеспечивать
устойчивую работу в условиях переменных
тепловых нагрузок, температур кипения и
охлаждающей воды.
1. С и л ь м а н М. Aj* |^б|етЦсудовь1х эжекторных
холодильных машин пр?10выш%щх тепловых
нагрузках. «Судостроение»,/Ж/ № 10. \\
2. Шумелиш/шй М. Г. Эжекторные
холодильные машины. Ггсврр^издат, 1961А \

УДК 634Л 1.004.4:621.973
ХРАНЕНИЕ ЯБЛОК В УПАКОВКАХ ИЗ ПОЛИМЕРНЫХ ПЛЕНОК
Канд. техн. наук Н. А. МОИСЕЕВА, А. К. САВИЦКАЯ — Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В последние годы во многих странах
ведутся исследования по хранению плодов в
полимерных пленках, способных создавать
условия газового хранения. При хранении в
пленках концентрация углекислого газа и
кислорода изменяется за счет дыхания плодов, что при
соответствующей проницаемости пленок
позволяет, как и при газовом хранении,
осуществлять незначительный газообмен.
Вследствие этого процессы созревания замедляются и
плоды сохраняют свои свойства и качества
дольше, чем при хранении без пленок.
Повышенная относительная влажность в пленочных
упаковках позволяет значительно снизить
потери веса плодов и предотвратить их
преждевременное увядание.
В отличие от хранения плодов в
герметичных камерах, где желаемый состав
атмосферы можно поддерживать с помощью
специального оборудования, при хранении в
пленках концентрация газов не поддается
точному регулированию и изменять ее можно
лишь частично путем выбора пленок
соответствующих свойств, температуры хранения, а
также помологических сортов плодов.
Решающее значение в выборе пленок
имеет прежде всего их проницаемость для
кислорода и углекислого газа. Кроме того, пленки
должны быть достаточно проницаемы для
летучих ароматических веществ, выделяемых
плодами, и незначительно проницаемы для
паров воды, чтобы создавалась высокая
относительная влажность воздуха, но не
конденсировалась влага на плодах или внутренней по-
верхности упаковки.
• Этим условиям отвечают пленки из
полиэтилена, плиофильма и др. Однако прежде чем
рекомендовать их для промышленного
применения, требовалось выбрать соответствующий
вид пленки и необходимую ее толщину,
установить рациональный способ упаковки плодов
в пленку — герметичную (концы пленки тер-
мосварены) и негерметичную — и емкость
упаковки, определить влияние
модифицированной атмосферы на стойкость различных
помологических сортов яблок при хранении в
пленках.
Для упаковки были использованы
синтетические пленки отечественного производства;
нестабилизированный полиэтилен низкой
плотности, эскаплен (гидрохлорид
искусственного каучука) и бумага с эскапленовым
покрытием.
Проницаемость плейки зависит от ее
толщины, поэтому исследовали полиэтиленовую
лленку толщиной 30, 40, 50 и 60 мк.
Газо- и паролроницаемость полиэтиленовой
пленки и пленки из эскаплена приведены в
табл. 1.
Исследовали герметичную и негерметичную
упаковки при хранении яблок девяти
помологических сортов осенне-зимнего и зимнего
сроков созревания: Вагнера призовое, Джонатан,
Розмарин белый, Кальвиль снежный, Банан
зимний, Пепин лондонский, Ренет Симиренко,
Ренет шампанский и Мантуанское.
Яблоки упаковывали в стандартные
деревянные ящики с полиэтиленовыми
вкладышами емкостью 25—30 кг и в мешочки
емкостью 3 кг.
Плоды упаковывали в пленку после их
охлаждения и непосредственно при сборе. Во
избежание образования конденсата
герметизацию пленки термосвариванием производили
только после охлаждения.
Контролем служили плоды в стандартных
ящиках без пленочных прокладок.
Влияние различных видов упаковки на
стойкость яблок при хранении изучали в
лабораторных и производственных условиях.
Т а б л и цга 1
1 Пленка
Эскапленовая
Толщина
пленки,
мк
30—50
25
Газопроницаемость (по Рейтлингеру)
смь • смЦсм2 • сек • атпм)
по С02 по 02
2,5—ЗхЮ~8
0,2ХЮ~8
0,7—0,9хЮ-8
0,06Х10~8
Паропрсни-
цаемость,
г,ди? за 48 ч
0,51—0,57
0,09
!

Яблоки хранились на холодильниках при
температуре 1 — 1,5°С и относительной
влажности воздуха 85%.
В процессе хранения исследовали газовый
состав атмосферы в упаковках, интенсивность
дыхания плодов, изменение товарного
качества и естественную убыль веса.
Исследования показали, что уже в самом начале
хранения в результате ограниченного газообмена
происходят значительные изменения состава
атмосферы в пленочных упаковках. В
зависимости от сорта плодов концентрация кисло;ро-
да снижалась до 6—'12 %, а концентрация
углекислого газа повышалась до 3—6%. В
процессе дальнейшего хранения концентрация
газов оставалась примерно на одном уровне.
Изменение состава атмосферы в пленочных
упаковках при хранении яблок различных
сортов приведено на рис. 1. Такая же
тенденция в изменении газового состава атмосферы
наблюдалась и при хранении яблок других
сортов.
Длительность хранения,несяць>
Рис. 1. Изменение состава
атмосферы в пленочных упаковках при
хранении яблок:
/ — Ренет Симиренко; 2 — Джонатан;
3 — Розмарин белый.
Исключение составили яблоки сортов Банан
зимний, Каль'виль снежный и Вагнера
призовое, при хранении которых к концу пятого
месяца было отмечено резкое повышение
концентрации углекислого газа.
Емкость упаковок влияла на степень и
скорость модификации атмосферы (табл. 2).
Таблица 2
Продолжительность хранения,
месяцы
2
4
6
Концентрация газов, %,
в упаковках различной
емкости, кг
25*
со2 | о2
3,3
3,0
3,2
* Удельная поверхность пленки 520-
** Удельная поверхность пленки SCO-
9,8
8,3
6,1
-650 см2
-850 см2
з**
со2 о2
0,4
0,4
1,4
11,2
11,4
10,1
на 1 кг плодов,
на 1 кг плодов.
Толщина пленок влияла на газовый состав
атмосферы только в упаковках большой
емкости. По своей проницаемости полиэтиленовая
пленка толщиной от 30 до 50 мк может
применяться для упаковок различной емкости.
Полиэтиленовая пленка толщиной 60 мк
оказалась непригодной для упаковок большой
емкости. Из-за недостаточной
газопроницаемости пленки толщиной 60 мк уже в первые
месяцы хранения яблок повышается
концентрация углекислоты до 6—3% и более и
снижается концентрация кислорода до 3—4%.
В таких упаковках нарушался нормальный
дыхательный газообмен; у плодов Кальвиль
снежный, Банан зимний и Пепин лондонский
после 2 месяцев хранения, у остальных
плодов после 3—4 месяцев были обнаружены
Признаки физиологических 'расстройств (по-
бурение кожицы и ткани яблок, накопление
спирта).
В негерметичных упаковках из
полиэтиленовой пленки и в герметичных упаковках из эс-
каплена состав атмосферы также менялся, но
в меньшей степени: концентрация кислорода
снижалась всего на 3—4%, углекислого газа
накапливалось не более 1,5—1,8%.
Так «как процесс дыхания плодов связан
с непрерывным потреблением кислорода,
снижение его концентрации вызывало понижение
интенсивности дых ан и я.
Исследование интенсивности дыхания при
хранении плодов Ренет Симиренко и Ренет
шампанский показало, что уровень дыхания
по количеству выделившегося углекислого газа
и поглощенного кислорода в пленочных
упаковках был ниже, чем в контрольной.
Низкий уровень дыхания плодов в
пленочных упаковках сохранялся также и в весенний
период, 'который обычно характеризуется
резким подъемом интенсивности дыхания (кли-
мактерикс).
В контрольной упаковке климактерикс
наблюдался после 5—б (месяцев и
характеризовался максимальным поглощением кислорода
з*
19

B,12—2,34 мл'кг/ч) и выделением углекислого
газа B,52—4,71 мл кг/ч).
В то же 1В1ремя у плодов в герметичной
упаковке интенсивность дыхания была 'ниже —
соответственно 1,85—A,45 мл кислорода и
1,49—B,84 мл углекислого газа. (Климактбрикс
дыхания 'наступал позже.
При снижении интенсивности дыхания
замедлялись процессы, сопутствующие дыханию:
окисление Сахаров и органических кислот,
а также развитие окраски, превращение
пектиновых веществ и связанное с ним изменение
плотности ткани плодов.
Степень зрелости плодов в различных
упаковках была неодинаковой. В частности, в
негерметичных упаковках из полиэтиленовой
пленки и в герметичных упаковках из эскапле-
на, в которых концентрация кислорода была
выше, плоды оказались более зрелыми.
Потери веса плодами при хранении в
пленочных упаковках вследствие повышенной
относительной влажности была значительно
ниже, чем в (Контрольной ((рис. 2).
0 1 2 3 4 5
Длительность хранения, месяцы
Рис 2. Потери веса яблок при хранении:
/ — Джонатан; 2 — Розмарин белый; 3 — Ренет
шампанский; 4 — Ренет Симиренко.
Сорт яблок
Ренет шампанский*
Ренет Симиренко .
Вагнера призовое .
Джонатан
Кальвиль снежный*
* За 5 месяцев хранеь
ия
Та
блица 3
Естественная убыль веса
яблок, о/о, в различной
| упаковке |
контроль
2,10
1,86
3,89
4,50
3,49
3,20
2,70
герметичная

полиэтиленовая
0,20
0,15
0,20
0,25
0,20
0,30
0,25
негерметичная

полиэтиленовая
0,22
0,15
0,20
0,45
0,20
0,50
0,25
герметичная
эскапленовая
1,0
1,0
1,0
100
90
80
100
90
30
70
100
90
80
70
100
90
о«, ВО.
i 70
| 100
ъ 90
1 80
JO
§ 70
? 60
100
90
80
100
90
80
70
60
S0
100
90
80
70
60
50
1*0
* !
з' [
»>.2J
¦^*.
ff
**-4
т
^"N,
1_
N
^i
^Т
N
V2
VjJ
8
I
""^fc
Л
^н
^
зЧ
1
/
г
^v
SR
2\
_J
/>
д
-^
\^J
г\
\
w%v
е
\ж
*¦"*¦
Рч
>
^
V
\
]
Г
г
Н
I з
Г^
\
V
ь
к
\
>
УЗ
\г
И \
1 1 1
О 1 г 3 4 5
Срои хранения у месяцы
Ркс. 3. Изменение качества яблок при
хранении в пленочных и контрольной
упаковках:
а — Розмарин белый; б — Джонатан; в —
Ренет шампанский; г — Ренет Симиренко;
д — Банан зимний; е — Мантуанское; ж —
Вагнера призовое; 3 — Кальвиль снежный.
Упаковки: / — герметичная; 2 —
негерметичная; 3 — контрольная.
20

Таблица 4
Сорта яблок
Н
ЕЯ
Качество яблок, %, в различной упаковке
герметичная*
негерметичная*
2 =я
о о.
контроль
vO J
о Он
о. о
Розмарин белый .
Ренет Симиренко
Пепин лондонский
Ренет шампанский
Джонатан . . . .
II | Банан зимний
\ Мантуанское .
III
Вагнера призовое
Кальвиль снежный
180
210
120
210
180
120
150
180
180
99,0
97,5
96,0
89,0
88,0
95,0
94,0
68,0
43,0
0,5
2,5
—
7,0
8,0
2,0
—
9,0
0,0
0,5
—
4,0
4,0
4,0
3,0
6,0
13,0
47,0
99,0 1
68,0
92,0
86,0
84,0
65,0
95,0
55,0
78,0
1,0
24,5
10,0
6,0
28,0
24,0
18,0
7,5
8,0
4,0
10,0
7,0
5,0
21,0
4,0
91,0
87,0
87,0
72,0
63,0
93,0
95,0
82,0
98,0
7,0
0,5
—
20,0
10,0
.
—
3,0
—
11,0
3,0
2,0
10,0
1,0
—
9,0
5,0
2,0
1,5
10,0
6,0
7,0
6,0
5,0
6,0
2,0
* Увядания плодов не наблюдалось.
Естественная убыль яблок за 5—6 (Месяцев
хранения в полиэтиленовых упаковках была
в 2—3 раза ниже среднемесячной убыли
яблок !в контрольной упаковке (табл. 3).
Снижение качества яблок при хранении
происходило в результате их перезревания и
увядания, физиологических расстройств и мик-
робиальной порчи.
Изменение (качества яблок при хранении в
пленочных и контрольной упаковках
представлено на рис. 3 и IB табл. 4.
В зависимости от влияния, которое
оказывала пленочная упаковка на (Стойкость плодов
исследованных сортов яблок, их можно
разделить на три группы.
Лучшие результаты были получены при
хранении в герметичных пленочных упаковках
таких сортов яблок, как Розмарин белый, Ренет
Оимиренко, Пепин лондонский, Ренет
шампанский и Джонатан (первая группа — рис. 3, а,
б, в, г).
Потребительское и товарное качество
яблок, хранившихся в герметичной упаковке,
было выше, чем в контрольной, в -среднем на
10—il5%; окраска плодов яркая, -мякоть
плотная и сочная.
В негерметичной упаковке качество яблок
этих же сортов, кроме Ренета Симиренко,
было ниже на 3—4%.
В негерметичной упаковке снижение
качества яблок Ренет Симиренко происходило в
результате 'заболевания пухлостью. Однако
обертка плодов в промасленную бумагу
позволила снизить пухлость до 0,7% и повысить
выход здоровых плодов до 99,3%.
Качество яблок Банан зимний и
Мантуанское при 'хранении в герметичной и
контрольной упаковке 'было примерно одинаковым
(вторая группа — рис. 3,C, е).
Преимущество пленочной упаковки при
хранении яблок этих сортов определялось только
в снижении весовых потерь.
Отрицательно реагировали на хранение в
модифицированной атмосфере в пленочных
упаковках яблоки Вагнера призовое и
Кальвиль снежный (третья группа, рис. 3, ж, з).
Выводы
Отечественная полиэтиленовая пленка
толщиной 40—50 мк благодаря незначительной
паропроницаемости и избирательной
газопроницаемости, а также хорошим механическим
свойствам и эластичности, термоустойчивости
и термосвариваемости, безвредности в
санитарно-гигиеническом отношении и низкой
стоимости наиболее пригодна для упаковки
плодов при хранении.
Модификация атмосферы при хранении
яблок Розмарин белый, Ренет Симиренко, Пепин
лондонский, Ренет шампанский, Джонатан, в
герметичных упаковках емкостью 25—30 кг,
способствует сохранению их качества,
замедляет физиолого-биохимические процессы,
связанные с созреванием и старением плодов, и
благоприятствует продлению сроков хранения.
При хранении в герметичных и негерметич
ных пленочных упаковках значительно
снижаются потери в весе плодов и предотвращается
их преждевременное увядание.

УДК 628.83
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА ИСТОЧНИКА
ХОЛОДОСНАБЖЕНИЯ ДЛЯ КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА
Канд. техн. наук, доц. А. А. РЫМКЕВИЧ, М. А. БАРСКИЙ
В «Строительных нормах и правилах»
(СНиП) рекомендуется использовать в
качестве источника холодоснабжения для
кондиционирования воздуха в первую очередь
артезианскую воду [1]. Применение для этой цели
холодильных установок должно иметь
технико-экономическое обоснование. Отсутствие
методики для составления обоснования
затрудняет работу проектировщиков. Авторами
разработаны рекомендации для
технико-экономического сравнения наиболее распространенных
источников холодоснабжения: артезианской
воды, холодильных установок с
конденсаторами, охлаждаемыми проточной артезианской
водой, и холодильных установок с
испарительным охлаждением конденсаторов.
Предлагаемая методика позволяет
проводить сравнение при одинаковых условиях,
определяемых системой кондиционир ов ания
воздуха.
Технико-экономичеокий анализ и сравнение
источников холодоснабжения заключается в
сопоставлении возможных вариантов по
следующим показателям: возможность
использования, расход воды, энергозатраты,
экономическая эффективность.
Возможность использования того
или иного источника холодоснабжения
должна оцениваться с точки зрения
удовлетворения требований, предъявляемых системой
кондиционирования воздуха к количеству и
параметрам холодонасителя. Для
холодоснабжения артезианской водой эта оценка
производится по материалам изысканий. Холодильные
установки при соответствующих размерах и
расходе электроэнергии могут обеспечить
любые количества и параметры холодоносителя.
Если ограничены источники водоснабжения,
выбор системы холодоснабжения может быть
основан на сравнении расходов воды.
Расход воды непосредственно для
охлаждения воздуха рассчитывается по формуле
где QK.B — требуемая холодопроизводитель-
ность для системы
кондиционирования воздуха, ккал/ч;
А/а — подогрев воды в
воздухоохладителе, составляющий обычно 5—7°С.
Расход воды для охлаждения
конденсаторов холодильных машин определяется по
формуле
"¦-isfeO+")*¦"• ,2)
лде Qx — холодапроизводительность
холодильной установки при расчетных
условиях, ккал/ц, принимается с учетом
потерь на 15% больше QK.B;
Ке — эффективная удельная холодопроиз-
водительность, ккал/(квт•ч);
Atx — подогрев воды в конденсаторе, °С.
На рис. 1 представлены зависимости
эффективной удельной холодоороизводительности
Ке от температурных параметров
холодильного цикла, рассчитанные для стандартного
ряда фреоновых (фреон-!12) компрессоров.
Кеункал/квт-ч
700 I I /I I I I I I I М 1 I I I I I I I II I I I I I I I I 1
-30 -20 40 0 10 t0,°C
Рис. 1. Зависимости эффективной удельной холодопро-
изводительноети от температурных параметров
холодильного цикла, рассчитанные для стандартного ряда
фреоновых компрессоров.
22

Если для охлаждения конденсатора
использовать артезианскую воду, то подогрев воды
Atx достигает 25—30°С. При этом расход
воды сокращается в 5—6 раз по сравнению с
расходом артезианской воды непосредственно
для охлаждения воздуха.
При использовании испарительного
охлаждения конденсаторов холодильных машин или
оборонной воды расход свежей воды сводится
к минимуму, необходимому для компенсации
испарившейся воды и утечек.
Приводим для климатических условий
средней полосы СССР сравнительные данные
удельных расходов воды и наружного
воздуха, необходимых для удаления избытка тепла
при различных системах охлаждения.
Расход на 1000 ккал{ч
воды, воздуха,
л\ч мг(ч
Тип системы охлаждения
вентиляция — 700
вентиляция с адиабатическим
увлажнением 0,6 300
артезианская вода 200 —
холодильная установка:
с конденсатором,
охлаждаемым артезианской водой . . 50 —
с испарительным конденсатором 1,7 100
Бели ограничены источники
энергоснабжения, выбор системы холодоснабжения может
быть основан на сравнении энергозатрат.
Потребляемая мощность артезианских
насосов рассчитывается по формуле
Na = — кет, C)
3600 . 102 %т)э v ;
где W — расход воды, м3/ч;
Н — высота подъема (глубина
скважины), м;
&тр — коэффициент, учитывающий потери
на прение;
т)н, т)э — К.1П.Д. насоса и электродвигателя.
Если принять
&тр=1,1; г)н=0,55; г)э = 0,9, то
N, = 0,06 WH = 6 . Ю-6 -5*± Н кет. D)
Д г а
Потребляемая мощность холодильных
машин может определяться по формуле
Nx = -5l = 1,15 -Зы кепи E)
/Се /Се К )
Потребляемая мощность вентиляторов и на-
cocoib водоохлаждающих устройств типа
градирен и испарительных конденсаторов
принимается по паспортным данным или
ориентировочно из зависимости
NQ = F -г Ю) Ю-5 QK.B кет. F)
Совместное решение выражений D), E) и
F) позволяет установить предельную
энергетически выгодную (по сравнению с
холодильной машиной) высоту подъема воды,
предназначенной непосредственно для охлаждения
воздуха,
Lh - G)
#пр<190000
Ке
м.
При /Се = 6000 ккал/(квт-ч) и Д^а = 5°С
предельная высота подъема воды равна 160 м.
При большей высоте подъема артезианские
насосы потребуют больше электроэнергии, чем
холодильные машины.
Ср авнение по э к о н о одической э ф ф е к-
т и IB н о с т и является наиболее полным и
объективным. Оно заключается в
сопоставлении сум'м приведенных годовых затрат
для различных вариантов, вычисляемых по
формуле
П = ЕНК+С руб., (8)
где Ея — нормативный коэффициент
эффективности, установленный для
различных отраслей
промышленности [2];
К—сумма капитальных вложений по
рассчитываемому варианту, руб.;
С — сумма годовых эксплуатационных
затрат по рассчитываемому
варианту, руб.
Капитальные вложения К для систем
холодоснабжения представляют собой сумму
единовременных затрат на оборудование, приборы,
трубопроводы, а также затрат на
строительные работы и монтаж, относящиеся
непосредственно к системе холодоснабжения.
Сопряженные капиталовложения в смежные области
народного хозяйства для рассматриваемых
систем не учитываются. Капитальные вложения
определяются путем составления сметно-фи-
н ансового р а счета.
Они включают стоимость оборудования и
сооружения артезианских скважин (/(а);
оборудования, приборов, монтажа и помещения
холодильной установки (Дх);
водоохлаждающих устройств (Кв); наружных
водоводов (Кт); наружных резервуаров (Д"р).
Стоимость оборудования и сооружения
артезианских скважин Да может приниматься по
данным ЛО ГПИ «Водоканалпроект». Для
ориентировочных ее расчетов в зависимости от
глубины Н (м) и производительности q (л/сек)
можно пользоваться формулой, полученной
на основании обработки прейскурантных
данных,
АГа = 4325+ 53//+ 28?+1,12//? руб. (Э)
23

Для ориентировочного определения
стоимости фреоновых холодильных установок /Сх»
комплектуемых двумя или тремя
холодильными машинами с поршневыми блок-^картерными
компрессорами серийного ряда, холодопроиз-
водительностью от 20 до 760 тыс. ккал/ч в
одном агрегате с учетом внутриагрегатной
автоматизации, коммуникаций, фреона и стоимости
помещения установки, можно пользоваться
формулой, полученной на основании
обработки прейскурантных данных и материалов
ВНИИхолодмаша
Кх = 14 000 + 0,075QX руб. A0)
Годовые эксплуатационные затраты для
рассматриваемых вариантов холодоснабжения
состоят из следующих статей: ежегодные
амортизационные отчисления А от общей
стоимости основных фондов; расходы на текущий
ремонт Р\ плата за электроэнергию 5;
затраты на эксплуатационные материалы М;
заработная плата производственного персонала Z;
неучтенные расходы Я.
Ежегодные амортизационные отчисления А
от общей стоимости основных фондов
определяются как сумма процентов от капитальных
вложений-в различные элементы системы:
где а — процент, определяющий величину
отчислений.
Годовые расходы на текущий ремонт Р
исчисляются также как сумма процентов от
капитальных вложений в различные элементы
системы:
где р — процент отчислений на текущий
ремонт; принимается в пределах 2—4.
Годовая плата за электроэнергию S состоит
из основной платы за установленную мощность
(ква) и дополнительной платы за активную
электроэнергию (учитываемую счетчиком в
кет), определяемых по тарифам [3], и
рассчитывается по формуле
S = Nye, + 0,00lNTe2 руб., A4)
Стоимость водоохлаждающих устройств Къ
следует принимать по паспортным данным
соответствующих типовых проектов.
Стоимость наружных водяных
трубопроводов Кт следует рассчитывать по
прейскурантам. Для ориентировочных расчетов стоимости
прокладки 1 пог. м наружных водяных
трубопроводов при скорости воды 0,75—1,75 м/сек
можно пользоваться формулой
Кт = 5,6 + 0,25 W руб/пог. м. A1)
Стоимость подземных железобетонных
резервуаров Др по материалам ЛО ГПИ «Водо-
каналпроект» следующая:
где NY — установленная мощность
оборудования, ква;
Nr — годовой расход
электроэнергии, кет • ч;
в\ —основная плата за 1 ква
установленной мощности, руб.;
е2 — дополнительная плата за 10 квт-ч,
учитываемых счетчиком, коп.
Для рассматриваемых систем могут быть
¦использованы следующие формулы
определения годовой платы (в руб.) за электроэнергию:
для артезианских скважин
Sa = 0,02nqH3, A5)
для холодильных установок
5«=х5, A6)
для водоохлаждающих установок
SB = NB9, A7)
где п — число скважин;
Э — приведенная годовая плата за
потребляемую электроэнергию, руб/квт.
Приведенная годовая плата за
потребляемую электроэнергию определяется по
номограмме на рис. 2, составленной по уравнению:
Э =1,66 (ех + 0,0006 х е2) руб/кш. A8)
Здесь х — число часов работы в году.
Годовые затраты на эксплуатационные
материалы М учитываются только для
холодильных установок в размере стоимости фреона,
расходуемого в год на пополнение системы, и
рассчитываются по формуле
Емкость, м3 50 100
Стоимость, тыс. руб.
в сухих грунтах ... 1,2 1,9
в мокрых „ . . 1,4 2,2
150 200 300 400 500 600 800 1000
2,5 3,1 4,1 5,2 6,2 6,7 8,6 10,1
2,9 3,7 4,8 6,1 7,2 7,9 10,2 11,9
24

3, puS/квт
О 20 UO
* шо
9В&&Ъг2ШЗ!**Я%Шт
\,&?С<5<?еЪЛ/УА'УЛх)С7
2,0 1,6
1,2
03
Ok
ег,коп /квт-ч
Рис. 2. Номограмма для определения приведенной
годовой платы за электроэнергию.
М = 0,0006 Qx руб.
A9)
Годовая заработная плата Zpy6. зависит от
численности и квалификации
производственного персонала и может приниматься по данным
табл. 1.
Таблица 1
Тип установки
Артезианские скважины, насос-
Холодильные установки холодо-
производительностью тыс.
ккал\я\
от 40 до 200
свыше 200 до 900
свыше 900 до 2500

Численность

служивающего
персонала
0,66
0,66
1,5
3,0
Годовая
заработная1
плата
765
970
2300
3760 !
Неучтенные расходы Н приняты в размзре
4% от всех эксплуатационных затрат и
включены в приведенные выше расчетные данные.
Сумма приведенных годовых затрат для
сравниваемых систем и источников холодо-
снабжения, выраженная через указанные
выше зависимости, может быть представлена
следующей формулой:
Я = сраЛГаПгСрх^х + Тв^в + ?т^т + срр^р+ J
+ 0,02 пдНЭА + -&- Эх + ЛГВЭВ +
Ае
+ 0,0006QX + Z руб,
B0)
ГДе фа, фх, фв, фт,
ФР —- числовые
коэффициенты, определяемые
для каждого вида
капитальных вложений
по формуле
-E°+(ik
+
100/
B1)
Остальные буквенные обозначения
приведены выше.
Если принять ?Н=0Д7, а — в соответствии
с действующими в настоящее время нормами
амортизационных отчислений, р — в пределах
2—4%, то числовые значения коэффициентов
составят:
Фа=0,32; фх=0,28; фв=0,32; фт = 0,23; фр = 0,25.
Тогда формула A5) примет вид
П = 0,32/Са + 0,28/Сх + 0,32/Св + 0,23/СТ +
+ 0,25^р + 0,О2пдНЭй + -&- Эх + А\ЭВ +
+ 0,0006QX + Z руб.
B2)
Использованные в формуле B2) значения
могут быть определены по приведенным выше
рекомендациям. В зависимости от состава
оборудования, входящего в систему холодоснаб-
жения для каждого из вариантов, часть
слагаемых из выражения B2) исключается.
Вариант, имеющий наименьшую сумму приве-
4 Зак. 2687
25

денных годовых затрат, признается
экономически целесообразным.
В та'бл. 2 даны результаты расчетов
приведенных сумм годовых затрат при следующих
условиях: требуемая холодопроизводитель-
ность 1500000 ккал/ч; температура
артезианской воды 8°С; число часов работы
системы охлаждения 3000 ч/год; стоимость
электроэнергии ei = 15 руб/ква, ?2 = 7 коп/10 квт-ч.
к
к
\д
Характеристика скважин
= 25 л/сек, Н == 150 м . . . .
= 12,5 л\сек, Н= 150 м . . .
= 25 л/сек, Н = 200 л ... . |
Та
блица 2
Сумма приведенных 1
годовых затрат для
различных систем
холодоснабжения,
руб. " 1
со Я
Н Ш
О-Ьй
са о
45450
63500
53750
и »
О 5 '
устан
аторо
арте
ой
„, u s ^
«а|о
3 о я m
к ^ г>
лв^«
ч о ™ о
я ж 5 и
<=с ^ о
О О ее я
Ч Ч ее
о к х к
х ьй о m
51160
56300
53210
в s
устан
овани
й гра
„>"<=>
2 л я
3 ч о,
я о о
Л К н
ч о сч
5 s ч
3 s к
о а н я
ч sb а.
о я <и я
X !й Ю г[
46000
46000
46000
Выводы
Собраны материалы и получено
математическое выражение приведенных сумм годовых
затрат для различных источников и систем
холодоснабжения, позволяющие с помощью
основных исходных данных для проектирования
уст а н а«в л и в а ть эшномич еоку ю э фф ективн ость
р асе м атр и'в а ем ых в ари антов х о л од о с н а б ж е -
ния. Расчеты можно выполнять на
электронно-вычислительной машине.
Во многих случаях для охлаждения воздуха
экономически более целесообразно
использование холодильных машин, чем артезианской
воды, особенно если учесть более глубокое
охлаждение воздуха холодильными машинами,
связанное с уменьшением его количества и,
следовательно, размеров вентиляторов,
воздушных каналов и теплообменных аппаратов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Строительные нормы и правила. Ч. П.. раздел Г, гл. 7.
Стройиздат, 1964.
2. Методика определения экономической эффективности
внедрения новой техники, механизации и
автоматизации производственных процессов. Госпланиздат,
1961.
3. Тарифы на электрическую и тепловую энергию.
Прейскурант 09—01, Госплан СССР, 1960.
Краснодарский холодильник № 2.
26

УДК 621.57.041—52
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ СХЕМ СИГНАЛИЗАЦИИ И ЗАЩИТЫ
АММИАЧНЫХ КОМПРЕССОРОВ
Л. С. БАГИНСКИЙ, Я. М. ЗИЛЬБЕРБЕРГ — институт «Пищепромавтоматика»
Институтом «Пищепромавтоматика» в
содружестве с ВНИХИ и при активном участии
работников холодильников созданы типовые
схемы автоматизации холодильных установок
производственных и распределительных
холодильников1. В настоящее время комплексно
автоматизированы холодильные установки на
московских холодильниках № 13, № 5—6,
портовом, на ленинградских портовых
холодильниках № 1, 2 и др.
Широкое распространение на
холодильниках предприятий пищевой промышленности и
торговли получили блок-картерные
прямоточные вертикальные V и W-образные
компрессоры одно- и двухступенчатого сжатия
(АВЮ'О, АУ200, АУУ400, ДАУ50, ДАУ80
и др.).
В первых вариантах схем автоматического
управления и защиты компрессоров с помощью
приборов автоматики выполнялись все
операции управления, осуществляемые при ручном
обслуживании, при этом значительное место
отводилось операциям, связанным с
автоматическим пуском и остановкой машин. Схемы
оказались чрезмерно усложненными,
громоздкими и недостаточно надежными.
В результате проведенной работы
управление компрессорами было значительно
упрощено в основном 'благодаря осуществлению
автоматического пуска блок-картерных
компрессоров при открытых всасывающем и
нагнетательном вентилях. Это потребовало в ряде
случаев установки на всасывающих
магистралях защитных отделителей жидкости с
необходимыми приборами защитной автоматики
и применения на нагнетательных линиях
обратных клапанов.
По сравнению с ручным управлением была
изменена также последовательность операций
при пуске агрегата двухступенчатого сжатия.
При ручном управлении первоначально
осуществляется пуск ступени высокого давления
1 В работе принимали участие В. П. Иржевекий,
Г. Е. Завелион, В. С. Мацкин, М. Г. Иоанно, С. Л.
Геллер, А. И. Комейко, И. В. Барбаумова, И. А.
Володарский (институт «Пищепромавтоматика»), И. А. Павлова,
В. С. Ужанский (ВНИХИ), а также авторы статьи.
и отсасывается пар из промежуточного
сосуда.
В автоматичесшм режиме агрегат
включается при разоруженном промежуточном
сосуде. При этом сначала включается под
нагрузку ступень низкого давления, а затем по
достижении в промежуточном сосуде
давления, близкого к промежуточному, — ступень
высокого давления. Это также позволило
значительно упростить схемы автоматического
управления.
Важную роль в системе автоматизации
компрессора играют устройства автоматической
противоаварийной защиты, предназначенные
для отключения электродвигателя при
возникновении аварийных условий с одновременной
подачей светового и звукового сигналов [1, 2].
При составлении электрических схем
автоматического управления и противоаварийной
защиты компрессоров были приняты
следующие основные положения:
пуск и работа компрессора разрешается при
нормальном состоянии цепей
противоаварийной защиты;
при отключении компрессора любым
датчиком защиты необходимо исключить
самопуск двигателя, запомнить причину
отключения и подать соответствующий световой и
звуковой сигналы;
повторный пуск компрессора возможен
только после устранения причины, вызвавшей
отключение, и ручной деблокировки защиты.
Основные требования к системе защиты и
сигнализации — надежность и простота.
Высокая степень надежности цепей защиты
может быть достигнута, если контакты датчиков
будут обеспечивать воздействие на аварийное
реле без помощи промежуточных реле.
Известно, что зарубежные фирмы
применяют датчики защиты, снабженные
переключающими контактами и устройствами,
фиксирующими срабатывание.
Контакты таких датчиков могут
включаться непосредственно в цепь аварийного реле.
Построенные таким образом схемы более
просты и надежны.
Создание схем защиты компрессоров, в
которых контакты датчиков воздействовали бы
4*
27

непосредственно на аварийное реле, долгое
время не представлялось возможным из-за
отсутствия у отечественных приборов
переключающих контактов и устройств,
фиксирующих срабатывание датчиков защиты. Поэтому
контакты датчиков защиты управляли
промежуточными реле, которые своими контактами
воздействовали на аварийное реле, а та!кже
обеспечивали запоминание и сигнализацию
причины отключения.
В 1961 г. были разработаны схемы
автоматизации, в которых датчики с нормально
разомкнутыми контактами включают аварийное
реле РА через одно промежуточное реле, а
датчики с нормально замкнутыми контактами —
через два промежуточных реле (рис. 1,а).
^ггов.
РТ
РП1
рд
рпг
14—
РПЗ
-о
¦D
¦D
-РП1
-РПЗ
РП1
-II—
РПЗ
Цепи защит J
J
Сбетов
сигналы
высокая
температура
нагнетания
Высоное
дадление \
нагнетания
Реле
отключения
высокая !
температурил
нагнетания
Высоное
давление
нарекания
*ггов
-2206
РТ
РА
РП1
РД
РП1
лг
РЛ
рпг
РП1
-и—
—II—
РП2
НД
РП2
•о-
•о-
Р/7/
"Tf—
/772
If—
77/
-в-
/72
-в-
#ew защит
Световая
сигнализация
Высокая
температура
нагнетания
Высоное
давление
нагнетания
Реле
отключения
Высокая I
температура
нагнетания |
Высокое
давление
нагнетания]
Рис. 1. Электрические схемы сигнализации и
защиты компрессоров на электромагнитных реле:
а — с нормально разомкнутыми контактами датчиков
защиты; б — с нормально замкнутыми контактами.
В дальнейшем схемы были
усовершенствованы за счет применения датчиков защиты
с нормально замкнутыми контактами. В этих
схемах аварийное реле РА при срабатывании
датчиков защиты отключается (рис. 1,6).
При нормальных значениях
контролируемых параметров компрессора, колда контакты
всех защитных приборов замкнуты, схема
подготавливается к работе нажатием кнопки КД,
при этом включается реле РА и все
промежуточные реле.
При размыкании контакта любого датчика
защиты отпускает его промежуточное реле и
своим контактом отключает аварийное реле
РА. Остальные промежуточные реле
удерживаются собственными контактами. Данная
схема позволила сократить число реле и
контактов, применяемых в цепях защиты, и
контролировать исправность цепи аварийного реле.
На основе описанных разработок в 1963—
1964 гг. одесским заводом «ЛЕГМАШ» было
изготовлено более 100 пультов управления,
успешно эксплуатируемых на ряде
автоматизированных холодильников страны. Пульт
(рис. 2) представляет собой металлическую
конструкцию, на лицевую крышку которой
вынесена аппаратура управления и сигнализации
(кнопки, ключи, лампы, табло). Внутри пуль-
Рис. 2. Пульт управления
старой конструкции.
28

та на поворотной раме установлены реле, а
на задней стенке — клеммники.
В 1064 г. была разработана схема,
позволившая при наличии только одного
нормально замкнутого контакта у датчиков защит
включать их непосредственно в цепь
аварийного реле (рис. 3).
~2Ш
&РУ
-2206
РП1
¦о-
РП1
%РЛ
&РТ
рпг
-и-
аг
РП2
PR
{р-
РП1
~>F
РП1
РП2
Л1
лг
рпг
-~ii—
РЗ
1Г
-е-
чщит
=9
^
г>
^
|
«з
1
1!
5
Отсутствие
протока
воды
Высокое
давление
нагнетания \
Высокая
температура
нагнетания
Отсутствие 1
протона
воды j
Высокое 1
давление
нагнетания
Высокая \
темпераг ., .«
<§ магнетон^.-?
Ч J
Рис. 3. Электрическая схема сигнализации
и защиты с последовательным включением
контактов датчиков защиты.
Схему подготавливают к работе нажатием
кнопки КД. При этом включаются реле РП1,
РП2, РА. При срабатывании, например, за-
• щитного датчика давления РД и размыкании
его контакта отключаются реле РП2 и РА.
Реле РА размыканием своего контакта в цепи
управления (на схеме не показан) отключает
электродвигатель компрессора. В цепи
сигнализации загорается лампа Л2, указывающая
на причину отключения компрессора.
Основное преимущество этой схемы
заключается в том, что контакты датчиков защит
включены непосредственно в цепь аварийного
реле; с помощью промежуточных реле, не
участвующих в процессе аварийного отключения
компрессора, осуществляется сигнализация
причины остановки компрессора.
Значительное сокращение числа контактов
в схеме защиты повысило надежность схемы.
По описанной схеме был изготовлен
опытный образец пульта управления значительно
меньших размеров, чем предыдущий,
благодаря применению малогабаритных реле и
уменьшению их числа.
В 1965 г. эта схема была
усовершенствована путем применения тиратронов с холодным
катодом (рис. 4).
?'
9
?®
R
-CD-
ЛС /
Ч- ~
-CZb
лег
к
-CD-
R
4=3-
—о о—,
пг
РЯ
{У
Рис. 4. Электрическая схема сигнализации и защиты
компрессора с применением тиратронов с холодным
катодом.
Новая схема защиты и сигнализации также
позволяет при наличии одного контакта у
каждого датчика защиты включать их
непосредственно в цепь аварийного реле и с помощью
тиратронов МТХ-00 осуществлять
запоминание и световую сигнализацию причины
отключения.
В цепь аварийного реле РА включены
контакты приборов защит (например, РТ, РД).
Реле РА вводится в работу кнопкой КД и
находится во включенном состоянии.
При размыкании контакта любого датчика
защиты, например РТ, цепь обмотки реле РА
разрывается. Оно отпускает и размыкает свои
контакты в цепи управления магнитным
пускателем электродвигателя компрессора (на
рисунке не показаны).
Одновременно при размыкании контакта
РТ цепь, создающая отрицательное смещение
Рис. 5. Пульт управления новой
конструкции.
29

на сетку лампы J1G1, разрывается; потенциал
сетки повышается до порога зажигания лампы.
Лампа ЛС1, зажигаясь, сигнализирует и
запоминает причину, вызвавшую отключение
электродвигателя компрессора, так как
погасить ее можно толыко разомкнув анодную
цепь.
При деблокировке защит кнопкой КД
разрывается цепь (питания анодов тиратронов (на
схеме не показано). В результате при
срабатывании реле РА и возврате схемы в исходное
положение зажженная лампа ЛС1 гаснет.
На этом принципе основаны типовые
схемы защиты аммиачных компрессоров одно- и
двухступенчатого сжатия. Для таких схем
разработан пульт управления новой конструкции
(рис. б).
Блочная конструкция пульта облегчает
доступ к его элементам.
Значительное сокращение числа реле и
контактов снизило стоимость пульта и повысило
его надежность. Конструкция пульта
управления отвечает требованиям взрывобезопасно-
сти для помещений класса В-16.
Сравнение надежности схем
автоматического управления и защиты компрессоров,
проведенное в институте «Пищепромавтоматика»,
показало, что надежность новой схемы
примерно в три раза выше, чем схемы,
разработанной в 1961 г.
Пульт управления новой конструкции
прошел в 1965 г. производственные испытания
в компрессорном цехе Одесского
мясокомбината.
Одесский экспериментальный завод
автоматизации (ЭЗА) в настоящее время выпускает
пульты управления для ряда холодильников
страны.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ужа «некий В. С, И о а н н о М. Г.
Автоматизация оборудования компрессорных цехов.
«Холодильная техника», 1964, № 3.
2. Г е л л е р С. Л., К о м е й к о А. И. Опыт
автоматизации холодильной установки траулера Б'МРТ.
«Холодильная техника», 1966, № 3.
УДК ^8.83
ШАХТНЫЙ ПЕРЕДВИЖНОЙ КОНДИЦИОНЕР КПШ40П С ПНЕВМОПРИВОДОМ
С. К. ИВАНОВ, В. Б. СКРИПНИКОВ — Донгипроуглемаш
Для современного у)ро!вня угольной
промышленности характерен переход к (разработке
глубокозалегающих пластов. В Донбассе уже
имеется ряд глубоких шахт и количество их
ежегодно растет. Работы на более глубоких
горизонтах связаны >с ростом температур в
выработках, поэтому (в последних для .сохранения
здоровья горняков и повышения
производительности труда необходимо охлаждение
воздуха.
Согласно нормам техники безопасности
температура (воздуха в выработках не должна
превышать 26°С. Обеспечить это требование в
глубоких шахтах увеличением ^количества
подаваемого воздуха без превышения
допустимых в выработках скоростей его невозможно.
Наиболее удобно и экономично
осуществлять местное охлаждение воздуха в призабой-
ном пространстве тупиковых
подготовительных выработок с помощью передвижных
кондиционеров.
В настоящее 'время в угольной
промышленности работают шахтные передвижные
'кондиционеры типа КПШ-1, КПШ-4'0,
разработанные Донгипроуглемашем, и типа КПШ-90,
разработанные СКВ Одесского завода
холодильного машиностроения. Они используются
для охлаждения и осушения -воздуха в
тупиковых выработках глубоких шахт. Холодопро-
изводительность указанных кондиционеров
D0 000—90 000 ккал/ч) достаточна для
обеспечения допустимых климатических условий
в выработках с пятью—шестью рабочими.
Расстояние от передвижного кондиционера до
пруди забоя колеблется в пределах 50—250 м.
Эти кондиционеры снабжены электрическим
приводом.
Однако в Донбассе имеются угольные
районы, в которых разрабатываются наклонные
и крутопадающие пласты. Здесь применение
электроэнергии не допускается правилами
техники безопасности. В то же время именно в
этих районах расположены глубокие шахты,
остро нуждающиеся в охлаждении рудничного
воздуха у груди забоя.
С целью создания искусственного
микроклимата в выработках таких шахт
Донгипроуглемаш разработал конструкцию шахтного
передвижного кондиционера КПШ40П с
пневмоприводом, а Одесский завод холодильного
машиностроения изготовил опытный образец.
30

Техническая характеристика передвижного
кондиционера КПШ40П
Тип холодильной машины Фреоновая

компрессионная
одноступенчатая
Холодопроизводительность при tK = 45°С,
ккал\я Не менее
40 000*
Количество охлаждаемого воздуха, мъ\мин 100
Параметры охлаждаемого воздуха:
температура, °С 32
относительная влажность, о/0 55—90
Температура воды, охлаждающей
конденсатор, °С Не выше
37
Холодильный агент Фреон-12
Габаритные размеры, мм:
Длина 2525
ширина 920
высота 1600
Вес (сухой), кг 2140
* Допуск - 7%.
Шахтный пер сдвижной кондиционер
КПШ40П представлен <на рис. 1.
Кондиционер смонтирован на специальной
тележке, -снабженной вагонеточными скатами
с шириной колеи 600 или 900 мм. На тележке
в два этажа установлено оборудование.
Рис. 1. Общий вид шахтного передвижного
кондиционера КПШ40П с пневмоприводом:
/ — воздухоохладитель; 2 — фреоновый компрессор ФВ-20; 3 —
кожухотрубный конденсатор; 4 — пневмодвигатель ПРШ16М.
В верхней части кондиционера расположен
воздухоохладитель, в нижней — компрессор-
конденсаторный агрегат, <в который (входят
компрессор ФВ-20 «и кожухотрубный
(конденсатор. Здесь же помещаются пневмодвигатель
ПРШ16М, теплообменник, фильтр-осушитель и
приборы пневмоавтоматики.
Воздухоохладитель представляет собой
систему оребренных трубок, разделенную на две
секции, питаемые параллельно от одного
коллектора. Каждая секция имеет терморегули-
рующий вентиль ТРВ-40 и семиканальный
распределитель для равномерной подачи фреона
по трубкам. Под воздухоохладителем
находится йоддон для обора конденсата.
шоэ
±5000
ьгооо
мгоо
39000
36000
33000
30000+
10
/3 16 19 22 2бс,ккш0(г
Рис. 2. Зависимость холодопроизво-
дительности Q0 от энталы ии i
охлаждаемого воздуха:
/ _ ^к = 35°С, р = 4 ати; 2 — /к = 45°С,
/; = 4,5 ати; 3 — /к =* 45°С, р = 4 ати; 4 —
Ы = 35°С, р = 3,3 ати; 5 — tK = 35°С.
р = 3 ати; 6 — tK = 45°С, р = 3,5 ати.
twi, °C
W
30
20
11?
/у/
t/
9 11 136„,м3/ч
Рис. 3. Зависимость температуры
поступающей воды от ее расхода при
^к = 45°С (/) и U = 35°С B).
31

Для определения характеристик опытно-
промышленный образец кондиционера
КПШ40П был подвергнут теплотехническим
испытаниям на стенде Донгипроуглемаша. Во
время испытаний менялась нагрузка на
кондиционер (ib основном изменением влажности
подаваемого 'воздуха), давление подаваемого
на пневмодвигатель сжатого 'воздуха и
температура конденсации. Для каждого из режимов
определялась холодопроизводительность
кондиционера и соответствующие расходы
сжатого воздуха и ©оды, охлаждающей конденсатор.
Количество охлаждаемого воздуха
поддерживалось постоянным — 100 мг/мин, температура
была на уровне 31±!1°С.
Холодопроизводительность установки определялась по балансу
водяного конденсатора.
Зависимость холодопроизводительности от
энтальпии охлаждаемого воздуха
представлена на рис. 2.
Температура конденсации определяется в
зависимости от количества Gw и температуры
tw\ воды, имеющейся в (выработке для
охлаждения конденсатора. Соответствующие
опытные кривые приведены на рис. 3.
Для привода .кондиционера КПШ40П
используется пневмодвигатель, работающий от
шахтной пневмосети при давлении 3,5—4 ати.
Число оборотов двигателя существенно
меняется при изменении нагрузки на
холодильную машину.
На рис. 4 приведена номограмма для
определения холодопроизводительности комир ес-
сора и расхода сжатого воздуха на
пневмодвигатель' для заданных в выработке
условий работы кондиционера.
Пользуясь полученными зависимостями,
можно определить режим работы
кондиционера КПШ40П в шахтных условиях.
Пример. р=4 ати, /u,i=30oC, 6^=9,0 м3/ч, па|рамет;ры
воздуха перед кондиционером: /=31,8°С; ф=75 %,
?=745 мм рт. ст.
а,шл/ч
шок
1мъ/мин
J200 то мо побМин
Рис. 4. Номограмма для определения холо-
до.цроизгводительности компрессора и
расхода сжатого воздуха:
; _ /к = 45°С, р = 3,5 ати; 2 — /к = 35°С, р = 3 ати;
3 — tK = 35°С, р = 3,3 ати; 4 — tK = 45°С,
р = 4 ати; 5 — *к =35°С, р = 4 ати; 6 — /к = 45'С,
р = 4,5 ати; 7 — р = 4,5 ати; 8 — р — 4 ати; 9 —
р - 3,5 ати; 10 — р = 3,3 ати; 11 — р - 3 ати.
Оо графику, представленному на рис. 3, /К=45°С. По
таблицам свойств влажного воздуха находим
энтальпию воздуха перед кондиционером: /=21,8 ккал/кг, по
рис. 2 при заданных давлении и температуре
конденсации Qo = 41 200 ккал/ч. По рис. 4 при Qo=41 200 ккал/ч,
заданных давлении сжатого воздуха и температуре
конденсации п=990 об/мин, V =18,4 м^/мин.
Кондиционер КПШ40П летом 1965 г.
успешно прошел промышленные 'Испытания на шахте
«Кочегарка» треста Го'рловскуголь комбината
Артемуголь.
Серийный выпуск [Кондиционеров КПШ40П
намечается с 1967 г. на Одесском заводе
холодильного машиностроения.

Я. Г. КОЛЯ ДИНА, А.
ИССЛЕДОВАНИЕ ФРЕОНОПРОНИЦАЕМОСТИ РЕЗИН
П. ЕЗЖЕВ, Г . М. БАРТЕНЕВ, Э. Н. ГОЛОВАН
НИИ резиновой промышленности
УДК 621.564:53:54
Ленинградский филиал
Резиновые уплотнительные детали находят
широкое применение в различных узлах и
агрегатах, где надежная герметичность должна
обеспечиваться устранением контактного нате-
кания и сведением к минимуму
диффузионных утечек.
Целью проведенных исследований было
установить наименее проницаемые каучукопо-
добные полимеры для уплотнений в машинах,
работающих на фреонах.
В литературе [1, 2] имеются данные о
проницаемости пластмасс для различных фреонов
при давлении 1 атм и температуре 20—24°С,
о проницаемости резины на основе
натурального каучука для фреона-12 при температуре
20°С [2], о стойкости резин к фреонам по
изменению линейных размеров образцов [2, 3].
Авторами настоящей работы получены
результаты проницаемости 15 ненаполненных
резин, свулканизованных в оптимальном
режиме на основе различных полимеров, для
жидких кипящих фреонов-12, 22 и 142 при
20°С (давление насыщенных паров
соответственно 5,8; 9,4 и 2,9 атм).
Метод определения фреонопроницаемости
резин основан на измерении количества газа,
продиффундировавшего через образец рези-
йы за определенное время при наличии
перепада давления по обе стороны образца.
Схема прибора для определения
фреонопроницаемости резин показана на рисунке. На
подставке 1 смонтированы две одинаковые
рабочие камеры и два U-образных манометра 2.
Рабочая камера состоит из верхней 3 и
нижней 4 частей. Между ними посредством байо-
нетного затвора 5 с помощью гайки
зажимается резиновый образец в форме диска
толщиной 1—2 мм. Для предотвращения прогиба
резинового диска под воздействием давления
фреона применялся опорный диск из
пористого твердого материала, не
взаимодействующего со средой. Сжиженный фреон вводился
через вентиль 6 в верхнюю часть камеры.
Давление в камере контролировалось манометром
7. Продувка и контроль заполнения камеры
жидким фреоном осуществлялись с помощью
вентиля 5, расположенного сбоку камеры на
высоте 2/з ее высоты.
Постоянная температура обеспечивалась
подачей теплоносителя в специальные термо-
статирующие полости верхней и нижней
частей камеры. Нижняя часть камеры через шли-
фовое соединение сообщается с У-образным
манометром, по изменению уровня
жидкости в котором замеряется количество
продиффундировавшего газа в заданное
время.
Н"
Схема прибора для определения
фреонопроницаемости резин.
Для соединения нижней части камеры
с атмосферой У-образный манометр снабжен
трехходовым краном. Манометрической
жидкостью служила дистиллированная вода со
специальной присадкой, снижающей
поверхностное натяжение воды.
Коэффициент проницаемости резин
рассчитывается по формуле1
n_ QI
St Ар9
где Р — коэффициент проницаемости,
см3 • см/(см2 • сек • атм);
количество проникшего газа, см3]
толщина резинового образца, см;
эффективная поверхность
резинового образца, см2;
время замера, сек;
давление насыщенных паров
фреона, атм.
Q
I
s
t
Ар
1 Изучение зависимости количества
продиффундировавшего фреона от давления является предметом наших
дальнейших исследований.
33

При изучении проницаемости резин по
отношению к фреонам длительность
эксперимента определялась временем выхода
кинетической кривой проникновения фреона через
резины на равновесный участок, когда
коэффициент проницаемости оставался без
изменения.
Экспериментальные данные по фреонопро-
ницаемостн резин представлены в таблице.
Тип каучука
Коэффициент проницаемости
резин, см? - см Кем2 ¦ сек • атм)
фреона-12 фреона-142 фреона-22
СКТФТ (фторсиликоно-
вый)
СКД (дивиниловый
регулярной структуры)
СКЭП (этиленпропиле-
новый)
СКИ-3 (изопреновый) .
СКБМ (бутадиеновый
морозостойкий) . . .
СКМС-10 (метилсти-
рольный)
СКС-30 (стирольный)
СКН-18 (нитрильный)
СКФ (фторкаучук) . . .
СКМС-50 (метилсти-
рОЛЬНЫЙ)
Наирит (хлоропреновый)
СКН-26 (нитрильный)
ХСПЭ (хлорсульфиро-
ванный полиэтилен)
СКН-40 (нитрильный)
Бутилкаучук
0,84-1°
1,210
1,0
1,0
8,2
2,8
9,2
8,8
6,3
4,3
2,1
2,0
1,4
1,0
4,9
10"
10"
10"
10"
10"
10"
10"
-7
1,4
5,7
2,0
3,0
8,6
2,3
2,3
7,3
2,2
7,6
7,2
4,7
2,4
6,0
2,3
10
1<Г
10"
10"
10"
10
10
10
ю-
10
ю-
10"
10"
ю-
10"
1,2
1,4
2,1
7,8
1,2
5,6
3,0
3,0
1,6
2,6
1,1
3,3
1,0
3,8
2,2
10"
10"
10"
ю-
10
-5
Ю-0
10~6
10~5
10~ь
10~6
10~6
ю-5
10
10~5
ю-7
К действию всех изученных фреонов
наиболее стоек бутилкаучук (за исключением
фреона-12, где бутилкаучук незначительно
уступает СКН-40). Самой проницаемой оказалась
резина на основе СКТФТ. Рыхлость структуры
последнего отмечалась и ранее [3] при
исследовании проницаемости резин по отношению
к физически неагрессивным газам. Все
остальные каучуки по проницаемости располагаются
между указанными в определенной
последовательности для каждого фреона.
Для фреона-12 наиболее стойкими
оказались резины на основе нитрильных каучуков.
С увеличением содержания акрилонитрила
в каучуке (от СКН-18 до СКН-40)
уменьшается проницаемость резин для фреона-12.
Резины на основе неполярных каучуков
характеризуются большей величиной
коэффициента проницаемости к фреону-12.
Для фреона-22 наименее стойкие после
резин на основе силиконового каучука
оказались резины на основе нитрильных каучуков.
Чем больше содержание акрилонитрила в
каучуке, тем больше проницаемость резины.
Более стойкие к фреону-22 после бутилкаучука
резины на основе неполярных каучуков.
Промежуточное значение коэффициента
проницаемости имеют резины для фреона-142.
Несмотря на увеличенную полярность данного
фреона, здесь, по всей вероятности,
сказывается размер диффундирующей молекулы,
вследствие чего уменьшается скорость
диффузии фреона-142 через резины по сравнению
с фреоном-22.
Следует отметить особое поведение резин
на основе хлорсодержащих полимеров
(наирит и хлорсульфированный полиэтилен),
относительно стойких ко всем указанным
фреонам.
ЛИТЕРАТУРА
1. Braunsch H., Hoffmann В. «Kaltetechnik»,
1961, vol. 13, pt. 2, p. 59.
2. Ito Y. «Chemistry of High Polymers», 1961, vol. 18,
№ 2, p. 124.
3. P e й T л и н г е р С. А., М а с л е н н и к о в а А. А.,
Я р х о И. С. Газопроницаемость полиорганоси-
локеановых резин. «Журнал технической физики»,
19G5, т. 26.
УДК 536.71
К МЕТОДИКЕ СОСТАВЛЕНИЯ УРАВНЕНИЯ СОСТОЯНИЯ РЕАЛЬНОГО ГАЗА
Канд. техн. наук И. И. ПЕРЕЛЬШТЕИН — Всесоюзный научно-исследователыский институт холодильной
промышленности
Разработанная под руководством Я. 3. Ка-
завчинского [1, 2, 3] методика составления
уравнения состояния наиболее рациональна.
В ней применяется следующая форма
уравнения состояния:
а = а0 + d{z + б,
где
pv
; а0, и а!—функции ш; со ;
Г
0 — функция со и т.
34

Как показывает анализ опытных данных,
для большинства холодильных агентов 6=рг|),
где р — функция со, а г|) — функция т.
В результате уравнение приобретает вид
а = а0 + ахт + Рф.
0)
Задача составления уравнения состояния
сводится к нахождению зависящих от со
элементарных функций <zo, си, р и температурной
функции г|э. Функции ао, ai и р легко
определяются по уравнениям трех базовых изотерм
(одна критическая и две сверхкритические),
функция г|) — различными методами
(например, по второму вириальному коэффициенту).
Если методика определения функции г|?
разработана, то относительно составления
базовых изотерм
о = т + В(о-|- С а>2 + ?><*>3+ ?">* + .
B)
не дано четких указаний. Между тем точность
и надежность уравнения состояния
определяются получением наиболее обоснованных
аналитических выражений базовых изотерм. При
составлении уравнений изотерм можно
применять метод наименьших квадратов и метод
фиксированных точек.
Однако для составления уравнений базовых
изотерм в широком интервале плотностей
метод наименьших квадратов мало пригоден,
так как диапазон изменения (о—т) очень
велик и даже при малых абсолютных
отклонениях возможны большие относительные
погрешности.
• Составление уравнений изотерм по фикси*
рованным точкам при соответствующем их
выборе приводит к удовлетворительному
описанию данной изотермы. Однако уравнение
состояния, в котором ао, он и р найдены по
составленным указанным способом базовым
изотермам, для остальных изотерм может иметь
большие погрешности. Приходится
многократно корректировать уравнения базовых
изотерм, чтобы обеспечить достаточную точность
уравнения состояния во всей области,
охваченной экспериментом. При этом
корректировка почти не.отражается на точности
описания опытных данных для базовой изотермы.
Необходимость корректировки вызвана тем,
что уравнения базовых изотерм оказываются
взаимно неувязанными.
Графоаналитический метод [4]
последовательного выделения вириальных
коэффициентов на изотермах позволяет
удовлетворительно выделить только второй и третий
коэффициенты. Выделение более высоких вириальных
коэффициентов практически затруднительно,
так как погрешности сильно возрастают.
Нами предложен графоаналитический метод
для составления уравнений базовых изотерм,
состоящий в следующем. Предварительно в
a — «с
со, диаграмме по опытным данным
строят изотермы, которые представляют собой
при со<0,5 почти прямые линии, а при со до 1,3
имеют небольшую выпуклость кверху. С
повышением температуры кривизна изотерм при
тех же значениях со уменьшается. С учетом
погрешности опытных данных наносят для
каждой точки интервал допусков
-)= 1 I М +
(О / ) Ш |
IM + IM и
И-
C)
где 8v и др — относительные погрешности
объема и давления.
Величина допуска при малых значениях со
чрезвычайно велика, с увеличением со она
резко уменьшается. Поэтому при проведении
прямой в области 0<со<0,5 следует
ориентироваться на данные при со =0,15—0,5.
Проведенная прямая отсекает на оси
ординат отрезок, значение которого равно
коэффициенту В, а тангенс угла наклона прямой
определяет коэффициент С уравнения B). На
рис. 1 показаны три сглаженные опытные
изотермы для фреона-13 [5] в0
-диаграмме,
а также рассчитанные по выражению C) поля
допусков при 6^ = 0,2% и 6/7 = 0,1 % • В действи-
6-т
-0,5
-1,0
-1,2
У<
/
1 у
П 1
у
У
'
л(
У
У'
/л
/
?*
Sj
А
У
¦)
'Л
У.
'У
У/
V'
#
/
Т
^
#'
^
^
t~i
'
#'
4$
\У
т
10'
f
№
<У
тр
#
*
У
У
У
У
S
Г
J
f
Л
лА
1
0,5
1,0 or
Рис. 1. Изотермы фреона-13 в
a — т
w, диаграмме.
35

тельности при со>0,8 значения 6и, особенно
для критической изотермы 28,84°С,
значительно больше.
Следует отметить, что коэффициенты В и С
уравнения B) однозначно связаны с вириаль-
ными коэффициентами теоретически
обоснованного уравнения
{-•v
+ .
D)
простыми соотношениями:
В = В9х1к и C = Cv4\.
Найденные по опытным данным
коэффициенты В и С уравнения B) для всех опытных
изотерм представляют графически как
функции температуры. Соответствующим
изменением положения в пределах допусков
прямолинейной части изотерм в со,
-диаграмме
располагают все значения коэффициентов В и
С на плавных кривых. Таким образом, все
опытные данные сглаживаются и согласуются
по значениям коэффициентов В и С. Эти же
коэффициенты в основном описывают
поведение вещества, по крайней мере в области до-
критических плотностей. В качестве примера
на рис. 2 показаны сглаженные значения
Всгл и Ссгл для фреона-13.
tor
-0,8
-о,з
-1,0
-и
w 1,2
I \
I \
\с
ду
ссгл
0Л5
ОАО
50
100
0,35
Рис. 2. Сглаженные значения второго
Всгл и третьего ССгл вириальных
коэффициентов для фреона-13.
Сглаженные и органически связанные со
вторым и третьим вириальными
коэффициентами уравнения D) значения В и С
закладывают в уравнения B) базовых изотерм. Это
в значительной степени обусловливает
надежность определения функций схо, он, р и
пригодность соответствующего уравнения состояния
во всей области эксперимента.
В уравнении B) роль высших
коэффициентов (при степенях со выше второй) становится
существенной лишь для со>0,8. Поэтому
значения коэффициентов D, E, F... целесообразно
находить по данным в области высоких
плотностей. С этой целью для всех опытных точек
на базовых изотермах надо найти величину
где 5Сгл и Ссгл — снятые с предварительно
сглаженных кривых значения коэффициентов
В и С (см. рис. 2).
При со<0,8 величина W невелика.
Диаграмма со, W для критических изотерм ряда
веществ представлена на рис. 3.
Wi
-ом
-0J02
-ОМ
-от,
1 1 1 1 1 1 1/hWS I-1
1 у уГмЧ
1 убА JJ \ м
Ф44Нп ШТг^п
ТТт Т МЧ \\\
1 Nlu
Ml
I \\\\\
- \\\
\\\\\
\\ \ \\ \\ \\ \ \\\\\
Г 1
[-Л
И1
Г 1
1 и 1 1 1 И1
Г \
п
0,5
1,0
CJ
Рис. 3. Критические изотермы в
со, ^-диаграмме:
/ — N2; // — изо-С4Н10; /// — Хе; IV —
фреон-13.
Задаваясь несколькими точками на кривой
со, W в области со>0,8, в результате решения
системы
Wn = D**+E<»*n + F<»l + ...
W
определяют значения высших коэффициентов.
При составлении уравнения критической
изотермы необходимо удовлетворить
критической точке и первому критическому условию,
36

т. е. ввести в систему (а) уравнения
w = PjMl -\—B — C = D + E + F + ...
RTK
Wlv.y=-\-2B-3C = W + 5E + 6F + ...
При этом достаточно хорошо выполняется
и второе критическое условие, поэтому его
можно не вводить в систему (а).
Полученные описанным способом
коэффициенты в базовых уравнениях B) изотерм
(существенно неравноценны. Если коэффициенты
Всгл и Ссгл действительно вириальные, то
остальные коэффициенты сугубо эмпирические.
При определении высших коэффициентов
возникает вопрос, сколько и какие члены
следует оставить в уравнении B). В работах
Я. 3. Казавчинского часто используется
полином вида
с = х + Вы + Сы2 + D^ + EuG + Fu\ E)
т. е. в разложении по плотностям опущены
нечетные степени, кроме первой. Расчетная
проверка показала, что в области плотностей по
крайней мере до со=1,3 уравнение E) не
имеет преимущества по сравнению с более
простым уравнением
о = х + В со + С оJ + D со3 + Е со4 + F ю5, F)
если в обоих случаях коэффициенты В и С
определяются описанным выше графическим
путем.
Процентные отклонения сглаженных
опытных данных от расчетных по уравнениям E)
и F) в обоих случаях примерно одинаковы.
То же относится и ко второму критическому
условию, которое проверяется по отклонению
от нуля выражений:
для уравнения E)
- 1 - В + 5D + НЕ + 27F, E')
для уравнения F)
- 1 - В + 2D + ЪЕ + 9/\ F')
При использовании предлагаемого метода
значения высших коэффициентов D, Ef F
уравнений E) и F) получаются примерно на
порядок меньше значений коэффициентов В и С.
Критерием устойчивости вещества в
однофазном состоянии является выполнение
условия [——) ,<0, которое представляется для
\ dv It
уравнения E) неравенством
т + 2?ш-[-ЗСсо2 + 5?)а)* +
+ 7?,coG + 9/?a>8>0, E")
а для уравнения F)
т + 2?со4-ЗСог -i-4DuK +
+ 5?,со4 + 6/7со5>0. F")
При определении высших коэффициентов
может оказаться, что уравнение изотермы с
большой точностью передает опытные данные
при сверхкритических плотностях, но
производная [—?-] здесь положительная.
\ dv It
Учитывая, что опытные данные по объему
при 1,1<со<1,3 имеют сравнительно
невысокую точность A—2%), целесообразно
задаваться не непосредственно опытным, а
несколько скорректированным значением а,
лежащим в пределах точности опыта. Такая
корректировка не противоречит опытным данным
и обеспечивает выполнение физического
критерия устойчивости. Практически она
осуществляется очень легко: при получении (-—-) >0
исходное значение а надо несколько
увеличить, чтобы обеспечить выполнение неравенств
E") и F").
Рассмотренная методика составления
интерполяционного уравнения может быть
применена при со<1,3 и т<1,5.
Для иллюстрации в табл. 1 приведены
коэффициенты уравнений в форме E) и F) для
критических изотерм Хе, N2 и ИЗО-С4Н10 в
интервале со от 0 до 1,3, а также отклонения от
второго критического условия согласно E') и
Fх). В качестве исходных использовались
уравнения системы (а7) и одно уравнение
системы (а) для корректированного значения о
при со=1,3. При этом для всех уравнений
производная (-—-) вплоть до со =1,3
отрицательна. Сглаженные опытные данные
заимствованы из работы [6]. Расхождения опытных и
расчетных значений лежат в пределах точности
эксперимента.
Сопоставляя уравнение A) с теоретически
обоснованным уравнением D), можно
отметить лишь внешнее сходство между ними.
Если даже в уравнениях базовых изотерм
коэффициенты В п С действительно соответствуют
вириальным, то для всех остальных изотерм В
и С не являются вириальными. Как следует
из теории, различным вириальным
коэффициентам должны соответствовать различные
температурные функции; в уравнении A) всем
коэффициентам соответствует одна
температурная функция. Однако это не снижает прак-
37

Таблица 1
В
с
D
Е
F
<5')
Хе
E) F)
—1,1478
0,4460
0,008785
—0,013020
0,000535
0,0239
—1,1478
0,4460
—0,012918
0,046035
—0,036818
0,0207
N2
E) F)
—1,0898
0,3880
0,025613
—0,018976
0,002263
0,0133
—1,0898
0,3880
—0,003221
0,044242
—0,032121
0,0155
изо-С4Н]0
E) | F)
—1,1465
0,4350
0,040943
—0,041235
0,007993
—0,0103
—1,1465
0,4350
0,028210
0,001780
—0,022290
0,0112
тическои ценности полуэмпирического
уравнения A), позволяющего достаточно точно
описать опытные данные с учетом ряда
физических требований.
В соответствии с изложенным нами
получено уравнение состояния фреона-13. Опытные
данные заимствованы из работы Олбрайта и
Мартина [5], впервые составивших уравнение
состояния для фреона-13. Однако в области
высоких плотностей предложенное ими
уравнение сильно (до 8%) отклоняется от опытных
данных. Более точное уравнение получено
Г. И. Цойманом [7]. Но и здесь, как и в работе.
[5], принято значение удельного критического
веса ук, найденное по правилу
«прямолинейного диаметра». В. И. Кудашев [6] показал,
что этот способ приводит к сильно
завышенному значению ук. Кроме того, изотермы по
уравнению Г. И. Цоймана в со, ~ т -диаграм-
ме при малых плотностях протекают не
прямолинейно, а имеют выпуклость книзу. Эти
соображения заставили вновь составить
уравнение состояния важного для техники
холодильного агента фреона-13.
Значение удельного критического веса Yk=
= 0,5447 кГ/л было принято по эмпирической
формуле В. И. Кудашева, выведенной на
основании разработанного им метода определения
удельного критического веса [6]. Оно
отличается на 6% от приводимого в работах [5, 7].
Принятое нами значение Yk совпало с точностью
до 1,5% со значением, найденным по методу
С. Л. Ривкина [8].
В качестве базовых использовались
изотермы 28,84 (критическая), 70 и 1Г0°С. Для
описания изотерм принято уравнение F),
коэффициенты которого, найденные описанным
графоаналитическим способом, приведены в
табл. 2.
t, °с
28,84
70,00
110,00
т
1,000000
1,136296
1,268751
в
—1,140602
—0,958119
—0,821704
с
0,438371
0,384336
0,368417
D
—0,016002
0,013160
0
*
0,052951
—0,023993
0
Таблица 2
F I
—0,039092
0,0056322
0
На примере фреона-13 был рассмотрен
вопрос о влиянии температурной функции г|) на
точность уравнения состояния. Исходя из
одних и тех же базовых изотерм и задаваясь
температурными функциями г|) = — , — и — ,
определяли элементарные функции а0, oti и р.
Сопоставляя три варианта уравнения
состояния для различных г|), можно заключить, что
наиболее точно опытные данные описываются
уравнением A) при г|? = — , что совпадает с
результатами работ В. А. Загорученко [2].
Выбор той или иной температурной функции
of оказывает наибольшее влияние на точность
описания опытных данных при низких
плотностях (со^0,4) вблизи линии насыщения. При
высоких плотностях роль г|) незначительна.
Окончательно полученные выражения
элементарных функций, входящих в уравнение
A), для фреона-13 имеют вид:
а0 = — 0,830563 о) — 0,639560 аJ + 1,442157 оK —
-3,361982 оL + 1,610904 ш5;
а;= 1 + 0,311124(о + 0,5225 Юсо2 — 0?828245а>3 +
+ 1,915808 о4 - 0,904803 со8;
38

р = - 0,621167 со + 0,555416 о2 - 0,629906 со3 +
+ 1,499108 со4-0,745183 ш5;
¦-±-
При этом Гк = 301,99°К; рк=38,70 • Ю5 я/ж2;
Yk=0,5447 /сГ/л.
Среднее расхождение опытных и
рассчитанных по уравнению состояния значений о
составляет 0,15 %. Лишь в нескольких точках
при очень малых плотностях вблизи линии
насыщения и одной точке при максимальной
плотности y = 0,712 кГ/л отклонение достигает
0,4—0,5%. Как видно из со,
-диаграммы,
указанные опытные точки при малых
плотностях имеют очень большой разброс.
Отклонение точки при у = 0,712 кГ/л обусловлено
необходимостью выполнения условия!—-) <0.
Таким образом, отмеченные максимальные
расхождения опытных и рассчитанных по
уравнению значений вызваны не качеством
полученного уравнения состояния, а погрешностью
опытных данных.
Увязка значений критических параметров с
кривой упругости и уравнением состояния
может быть оценена с помощью правила План-
ка-Гиббса:
(*1\ =(*!.) ._*Zk_. G)
\ d т /к \ д -с /@=1 pKvK
Ниже для фреона-13 приведены значения
/——] , полученные по опытным данным о кри-
вой упругости [5, 9], по эмпирической формуле
В. И. Кудашева [6], а также рассчитанные
согласно правилу G) по уравнениям состояния
Олбрайта и Мартина [5], Г. И. Цоймана ?7]
и настоящей работы.
Кривая Уравнение
По данным: упругости состояния
Олбрайта и Мартина 6,55 6,91
Риделя 6,54 6,89
Кудашева 6,48 —
Настоящей работы — 6,43
В наибольшей степени правилу Планка-
Гиббса отвечает полученное в настоящей
работе уравнение, что свидетельствует о его
внутренней согласованности с линией насыщения
и удельным критическим весом.
ЛИТЕРАТУРА
1. Казавчи-некий Я. 3. Представление уравнения
'состояния реального газа через элементарные
функции и методика их определения.
«Инженерно-физический журнал», 1964, № 6.
2. 3 агор учен к о В. А. Докторская диссертация.
Баку, 1965.
3. Кессельман П. М. Докторская диссертация.
Одесса, 1966.
4. Гиршфельдер Д ж., К е р т и с с Ч.\ Б е р д Р.
Молекулярная теория газов и жидкостей. М., ИЛ,
1961.
5. Albright A., Martin I. «Industrial and
Engineering Chemistry», 1952, vol. 44, № 1.
6. Куда nie в В. И. Кандидатская диссертация.
Одесса, 1964.
7. Цойман Г. И. Уравнение состояния фреона-13.
«Холодильная техника», 1959, № 1.
8. Ривкин С. Л. Докторская диссертация. iM., 1966.
9. R i e d е 1 L. «Zeitschrift fur die gesamte Kalte-
Industrie», 1941, Bd. 48, S. 9.
ПРОИЗВОДИТСЯ ПОДПИСКА НА ВСЕСОЮЗНЫЙ «ИНЖЕНЕРНО-ФИЗИЧЕСКИЙ
НАЛ» НА 1967 ГОД.
Журнал выходит ежемесячно объемом 12 печатных листов
ЖУР-
Основное внимание в журнале уделяется научным
проблемам, имеющим важное значение для
современной техники. В частности, журнал публикует результаты
теоретических и экспериментальных физических
исследований в области теплофизики, тепломассообмена,
теории теплопроводности, термодинамики, теории сушки,
строительной теплофизики, структурно-механических и
реологических характеристик дисперсных систем,
термодинамики необратимых процессов и ее применения
к явлениям переноса при наличии фазовых и
химических превращений, по технологическим процессам.
Журнал широко освещает также инженерно-технические
методы решения научно-технических проблем.
Основная задача журнала — на базе глубоких
физических исследований содействовать решению
инженерных проблем, способствовать более тесному
объединению усилий физиков, инженеров и конструкторов
предприятий и заводских лабораторий.
Журнал публикует статьи и письма в редакцию,
имеет разделы: критика, и библиография, хроника
важнейших событий научной жизни в СССР и за рубежом,
раздел обзорных статей по наиболее актуальным
вопросам современной науки и техники.
Журнал рассчитан на широкие круги научных
работников, профессорско-преподавательский состав,
аспирантов, студентов, инженеров и техников, работников
конструкторских и проектных организаций, заводских
лабораторий.
Подписка на «Инженерно-физический журнал»принимается всеми городскими,
районными отделами «Союзпечати», конторами и отделениями связи и общественными
уполномоченными по подписке на предприятиях, в учебных заведениях и учреждениях.
Подписная цена на год 8 руб. 40 коп., на 6 месяцев 4 руб. 20 коп.
39

'¦'¦¦'¦'¦ УДК 637.52.001.5
ИССЛЕДОВАНИЕ ОБРАТИМОСТИ ПРОЦЕССА ЗАМОРАЖИВАНИЯ СВИНЫХ НАТУРАЛЬНЫХ
ПОЛУФАБРИКАТОВ
Доктор техн. наук А. П. ШЕФФЕР, Т. Д. ЦИНЦЛДЗЕ —
Всесоюзный научно-исследовательский институт мясной промышленности
Из существующих методов консервирования
мясных полуфабрикатов лишь быстрое
замораживание максимально сохраняет их
первоначальные товарные качества — цвет, запах,
вкус, сочность и др.
Наши исследования показали, что
быстрозамороженные шницели, упакованные в
полимерные материалы, не только сохраняют свои
вкусовые достоинства в течение нескольких
месяцев хранения, но становятся даже более
нежными, чем приготовленные из охлажденной
свинины1.
Замораживание, как известно, вызывает ряд
физических изменений, вследствие которых
невозможно полное восстановление исходного
состояния продукта. В частности, очень
большое значение имеет способность белковых
веществ ассимилировать и удерживать влагу,
которая образуется при таянии кристаллов льда
в замороженных продуктах [1, 2].
Вытекание мясного сока при дефростации —¦
весьма нежелательное явление, при котором
мясо обедняется не только водой, но и
водорастворимыми веществами — белковыми,
экстрактивными, азотсодержащими и азотне-
содержащими, минеральными, а также
пептидами, аминокислотами и витаминами.
В процессе замораживания мяса его
белковые вещества не подвергаются денатурации и
ферментативному расщеплению [3].
Происходит лишь перемещение растворимых белков из
клеток во внешнюю среду при дефростации,
благодаря чему дефростированное мясо
теряет больше мясного сока, чем
незамороженное.
Эффективным средством уменьшения
вытекания мясного сока является резкое
повышение скорости замораживания, что практически
возможно лишь для полуфабрикатов в
розничной упаковке. Не последнюю роль играют при
этом и методы кулинарной обработки
быстрозамороженных полуфабрикатов. Наши опыты
показали, что потери сокращаются до
минимума и готовый продукт получается высокого
качества, если на обжаривание полуфабрикаты
1 См. журнал «Холодильная техника», 1966, № б.
поступают с температурой —2°С в центре
изделия.
Нами изучены факторы, непосредственно
влияющие на степень обратимости процесса
замораживания, в частности влияние конечной
температуры замораживания и срока
предварительной выдержки (ферментации) свиных
натуральных полуфабрикатов перед
замораживанием на их лиофильные, органолептические
и структурно-механические (прочностные)
свойства.
Образцы из мускула Longissimus dorsi
замораживали до —3, —6, —18 и —3'0°С в центре
продукта, где температуру контролировали
игольчатыми термопарами. После
замораживания до заданных температур образцы дефро-
стировали в воздухе при 20°С и изучали их
лиофильные свойства. Влагоудерживающую
способность определяли пресс-методом Грау и
Гамма.
?. 57 г——| . г р 1 1 1 1 р
§ 55 \ PV-4
0 -J -6 48 -30
Теппература, °С
Рис. 1. Влияние конечной температуры замораживания
на лиофильные свойства свиных натуральных
полуфабрикатов.
Исследования показали (рис. 1), что с
понижением конечной температуры замораживания
влагоудерживающая способность дефроетиро-
ваиного мяса уменьшается. Так, у образцов,
замороженных до —3, —6, —18 и —30°С по
сравнению с незамороженными она была
меньше соответственно на 1,0; 3,2; 3,8 и 3,8%.
При анализе характера изменений этого
свойства свиной мышечной ткани в пределах
исследованных температур видно, что они
наиболее отчетливо выявляются в интервале
температур от —3 до —6°С, а при дальнейшем по-
40

нижении конечной температуры лиофильные
свойства продукта претерпевают меньшие
изменения.
Понижение степени обратимости
замороженных свиных полуфабрикатов объясняется
теми структурными и коллоидными
изменениями, которые происходят при фазовом
превращении воды, содержащейся в продукте.
Динамика изменений лиофильных свойств
свиной мышечной ткани обусловлена
неодинаковым количеством вымороженной воды при
температурах продукта ниже криоекопичеекой
точки.
Как известно, количество вымороженной
воды в мясе при замораживании до —3, —6, —18
и —30°С составляет соответственно 66,0; 77,60;
88,70 и 91,126% ко всему количеству влаги. По
нашим опытам, ухудшение обратимости
процесса замораживания происходит до тех пор,
пока количество вымороженной воды не
достигнет 87,50%, что соответствует — 15°С.
По данным других авторов [4], понижение
водоудерживающей способности, например,
для рыбы, происходит при ее замораживании
до —10°С; последующее понижение
температуры не вызывает заметных изменений этого
показателя.
Для ^определения влияния сроков
предварительной ферментации свиных натуральных
полуфабрикатов на обратимость процесса
замораживания проводили следующие опыты.
Полуфабрикаты были заморожены в плиточном
скороморозильном аппарате спустя 2 ч после
убоя и через 1, 2, 3, 5 и 7 суток предваритель-
• ной естественной ферментации при
температуре 2—4°С. После дефростации полуфабрикатов
в воздухе при температуре 20°С изучали их
лиофильные, органолептические и структурно-
механические свойства.
Эти исследования показали, что сроки
предварительной ферментации существенно влияют
на качество полуфабрикатов.
В основе изменений качества лежат
послеубойные механохимические и
ферментативные процессы, включающие
посмертное окоченение, его разрешение и
созревание мяса.
Кривые, изображенные на рис. 2, я, дают
представление об изменении влагоудерживаю-
щей способности охлажденных и
быстрозамороженных полуфабрикатов в зависимости от
сроков естественной ферментации.
Полуфабрикаты, спустя 2 ч после убоя, обладают
максимальной влагоудерживающей способностью
F3,75% связанной воды).
Самые худшие лиофильные свойства имеют
полуфабрикаты после 24 ч автолиза, в стадии
максимального развития процесса окоченения,
как в охлажденном виде, так и после
замораживания. Затем по мере увеличения сроков
созревания свиных полуфабрикатов до 7 суток
их лиофильные свойства улучшаются,
приближаясь к исходным.
65 r
50
ъ 0,70
% 0,60
"§ 0,50
V
\
\
\
W' 3,^
2^
Jl-
—«———
- -ч
\
- ——-п
;
3 Н
а
Сутки
QUO
0,30
^—-^.
г
Г\
-<
^..^
¦^^
!
*"* i
0 ' . г J k 5 6 7
fi Сутки
Рис. 2. Влияние быстрого замораживания и
продолжительности естественной ферментации на
лиофильные (а) и структурно-механические (б) свойства
свиных натуральных полуфабрикатов:
1 — охлаждение полуфабрикаты; 2 —
быстрозамороженные полуфабрикаты.
Для проведения органолептических анализов-
быстрозамороженные «а различных стадиях
ферментации свиные натуральные
полуфабрикаты после отепления до —2°С в центре были
обжарены. Анализы проводились по
пятибалльной системе. Оценка вкусовых свойств-
мясопродуктов, достигших стадии
максимального развития посмертного окоченения,
оказалась наиболее низкой. По мере
ферментации полуфабрикатов их органолептические
показатели (нежность, сочность, вкус)
улучшались. При этом во всех случаях оценка за
такой показатель, как нежность, у
замороженных образцов была заметно выше, чем у
охлажденных.
Результаты исследования
структурно-механических свойств полуфабрикатов, полученные
по расходу электроэнергии на измельчение
образцов [5], также свидетельствует о том, что 3d
4Е

мораживание делает мясо более нежным
(рис. 2, б).
Динамика изменения
структурно-механических свойств свинины в процессе автолиза
сходна с 'изменениями ее лиофильных свойств
(см. рис. 2). Так, через сутки естественной
ферментации максимальная жесткость
полуфабрикатов совпадает с минимальной степенью их
гидратации. В дальнейшем с увеличением
нежности мяса повышается и его водоудерживаю-
щая способность. Бесспорно, что причины,
вызывающие размягчение мышечной ткани
свинины, одновременно улучшают ее лиофильные
свойства.
Изменение консистенции в процессе
замораживания свиных полуфабрикатов было
изучено также гистологически [6]. Влияние
замораживания проявляется в изменении структуры
соединительной ткани в результате
воздействия образующихся кристаллов льда. Это
изменение консистенции свиных натуральных
полуфабрикатов в процессе замораживания
носит физический характер.
Теоретически полная обратимость процесса
замораживания невозможна. Однако при
оптимальных условиях холодильной обработки
можно достичь такой степени обратимости
замораживания, когда нежелательные изменения
минимальны и продукт по своим вкусовым и
питательным свойствам равноценен
исходному.
По данным наших исследований, быстрое
замораживание свиных натуральных
полуфабрикатов не отражается отрицательно на орга-
нолептических показателях обжаренных
полуфабрикатов.
Известно, что при длительном хранении
пищевых продуктов, в частности свинины, для
сохранения ее качества главное значение имеет
температура хранения. Низкие отрицательные
температуры обеспечивают наилучшее
сохранение нативных свойств продукта, так как при
этих условиях скорость химических
превращений, изменяющих исходные свойства белков
мяса, резко падает.
Применение низких температур хранения
.очень важно для продуктов, в состав жировой
части которых входят такие легкоокисляемые
компоненты, как непредельные жирные
кислоты. Поэтому для длительного хранения свиных
натуральных полуфабрикатов F—8 месяцев)
необходимы температуры —18°С и ниже,
следовательно, их надо замораживать до —18°С,
пренебрегая при этом фактором понижения
обратимости.
Однако в случаях, когда упакованные в
полимерные пленки полуфабрикаты
предназначены для непродолжительного хранения (до
2 месяцев), их целесообразно замораживать и
хранить при отрицательных температурах
порядка —3°С.
Выводы
Для производства замороженных
полуфабрикатов следует использовать свинину не
менее трехсуточной ферментации при 2-^-4°С, т. е.
после разрешения окоченения, когда
происходит увеличение способности белков к
гидратации.
Для длительного хранения (до 8—10
месяцев) упакованные в полимерные пленки
свиные натуральные полуфабрикаты необходимо
замораживать до —18°С и ниже. Для
непродолжительного хранения (до 2 месяцев) их
целесообразно замораживать до —3°С и хранить
при этой температуре.
Быстрозамороженные свиные натуральные
полуфабрикаты сохраняют свои исходные
качества, а по такому показателю, как нежность,
превосходят образцы из охлажденной свинины
тех же сроков ферментации.
ЛИТЕРАТУРА
A. Головкин Н. А., Чиж о в Г. Б.
Холодильная технология пищевых продуктов. Пищапромиздат,
1963.
2. Ш а г а н О. С. Обратимость процесса при
размораживании !мяса. («Мясная индустрия СССР», 1957,
№ 6.
3. Смородинцев И. А. Теория процесса
замораживания мяса. «Журнал прикладной химии», т. XVI,
вып. 1'1 -12, 1943.
4. Воскресенский 'Н. А. Замораживание
и сушка рыбы методом сублимации. Изд-во «Рыбное
хозяйство», 1963.
5. Соловьев В. И. Созревание мяса. Изд-во
«Пищевая промышленность», 1966.
6. Цинцадзе Т. Д. Гистологические изменения
мышечной ткани при замораживании свиных
натуральных полуфабрикатов. «Холодильная техника», 1966. .No X

Jiv?vxiMu jcjhpovu^
УДК 621.565
Распределительный холодильник в Волгограде
Н. П. КОНОВАЛОВ, В. Ф. КОСТРИКОВ, Л. П. ЕРКИН — Волгоградский хладокомбинат Росмясорыбторга
В Волгограде в конце 1965 г. сдан в
эксплуатацию распределительный холодильник № 2
емкостью 162:50 т (см. рисунок).
Холодильник построен трестом «Волгоград-
машстрой» по типовому проекту,
разработанному Гипрохолодом, холодильное
оборудование установлено монтажным управлением
№ 28 треста «Росхладторгстрой» г. Москвы.
Здание холодильника пятиэтажное, с
подвалом. Высота каждого этажа 4,8 м, подвала —
3,98 м.
Несущий каркас состоит из круглых колонн
диаметром 600 мм (шаг 6X6 м) и сборных
железобетонных перекрытий с гладкими по
верхностями, рассчитанных на нагрузку
2000 кг/м2.
Сборные железобетонные панели стен
холодильника изолированы минеральной пробкой,
перекрытия и кровля — торфоплитами.
Изоляция стен подвала и часть перегородок
первого этажа из газобетона, остальные
перегородки из керамзитобетона.
Полы в камерах асфальтовые, толщиной
40 мм.
Кровля рулонная. Гидроизоляция — пяти-
слойный ковер. Поверх него защитный слой—
броня из гальки диаметром 10—15 мм на
битумной связке.
По продольным сторонам холодильника
расположены: автомобильная платформа
шириной 7,5 м (навес 4,5 м перекрывает кузов
автомашины) и закрытая железнодорожная
платформа шириной 12 м.
В подвале находятся шесть камер для
хранения грузов при —5°С (емкостью 2670 г), на
первом и втором этажах — шесть
универсальных камер общей емкостью 2870 т.
Камеры хранения мороженых грузов (—18°С)
общей емкостью 10710 т составляют 66% всей
емкости холодильника.
Кроме того, на первом этаже расположены
три морозилки (—30°С) общей
производительностью 90 т/сутки с
накопительно-разгрузочной камерой @-.— 18°С) емкостью 70 т.
Поступающая и отгружаемая продукция
взвешивается на 5-тонных врезных весах (по
даое на каждой платформе).
[¦- ¦
®®тщ?щ
iill
щ^ШШ^
p'Wvkm
I j ^Г8^
¦i i ¦¦:-:•: |Ч4Щ:-
- •¦ :ilp
irTi^fT"-
1Ш|||||11Шш1Я1|11в1|11
Волгоградский распределительный холодильник № 2.
43

Вертикальное перемещение грузов
осуществляется шестью лифтами (по три на каждой
платформе) грузоподъемностью 3 т.
Скорость подъема 0,5 м/сек.
Тарные грузы на поддонах размером 850X
X 1000 мм перемещаются аккумуляторными
тележками ЭК-2 (грузоподъемность 2000 кг) и
электропогрузчиками 4004А. Бестарные грузы
(говядина, баранина, свинина)
транспортируются грузовыми тележками.
Поступающее охлажденное мясо
доставляется тележками в накопительную, подается
двумя мясоподъемниками СПМ-2
(грузоподъемность 1О0 кг) на подвесные пути, по которым
транспортируется в морозилки.
К главному корпусу холодильника
примыкает блок вспомогательно-бытовых помещений.
На первом этаже расположены компрессорный
цех, трансформаторная подстанция общей
мощностью 1260 кв * а, генераторная, зарядная,
профилакторий, механическая мастерская,
мойка, сушилка, тепловой пункт, на втором—
служебные помещения, раздевалки,
лаборатория, буфет.
На холодильнике смонтирована аммиачная
холодильная установка производительностью
2 000 000 ккал/ч, состоящая из пяти
двухступенчатых компрессоров АДС-200/3 и двух
одноступенчатых АВ-100/3 московского завода
«Компрессор», два циркуляционных и два
дренажных ресивера емкостью по 3,5 ж3,
отделители жидкости, аммиачные насосы ЗЦ-4,
бойлер СТД-2,5 в комплекте с насосом 2КМ-6
производительностью 10 мъ/ч для подачи
горячей воды в воздухоохладители и др.
В отдельно стоящей конденсаторной
установлены четыре горизонтальных кожухотруб-
ных конденсатора поверхностью охлаждения
140 м2 каждый, четыре линейных ресивера
емкостью по 5 ж3 и три водяных насоса 6К-12
производительностью по 160 м3/ч.
Циркуляционная вода охлаждается в пяти-
секционной вентиляторной градирне.
Холодильная установка работает на трех
режимах кипения аммиака: —12, —28, —40°С.
Для морозилок и камер хранения
мороженых грузов применена наеосно-циркуляцион-
ная схема, для камер хранения охлажденных
грузов — безнасосная, с регулированием
жидкого аммиака при помощи ТРВА-20.
Воздушное охлаждение с интенсивной
циркуляцией воздуха осуществляется в каждой
морозилке двумя воздухоохладителями общей
поверхностью 1200 ж2.
На воздухоохладителях смонтировано по
четыре осевых вентилятора МЦ-7. Для
лучшего обдувания грузов воздухом в морозилках
предусмотрены каналы-воздухоотводы с
щелевыми соплами, расположенными вдоль
подвесных путей. Скорость воздуха на выходе из
сопла 12 м/сек.
В камерах хранения мороженых грузов
установлены двухрядные потолочные и
однорядные пристенные батареи.
В универсальных камерах охлаждение
смешанное — пристенные батареи и
воздухоохладители поверхностью охлаждения по 100 м2у
работающие при нулевом режиме; потолочные
и пристенные батареи, работающие при
минусовом режиме.
Батареи и воздухоохладители оттаивают
горячими парами аммиака. Для ускорения
этого процесса предусмотрено орошение
воздухоохладителей теплой водой, которая затем
сливается в канализацию.
Регулирование температуры воздуха в
камерах, а также автоматическое управление
соленоидными вентилями подачи жидкого
аммиака в охлаждающие приборы камер и
воздухоохладителей осуществляется автоматически
машиной типа АМУР с помощью термометров
сопротивления ТСМ-ХП, установленных в
камерах, и промежуточных реле,
смонтированных на панели в помещении машины АМУР.
В универсальных камерах установлено по
два термометра сопротивления, которые
управляют последовательным включением и
выключением пристенных батарей и вентиляторов
воздухоохладителей.
Дистанционный контроль за работой
холодильной установки осуществляется с
центрального пункта управления. В нем установлены
машина АМУР и 12 панелей с усилительными
блоками и промежуточными реле. Для
каждого компрессора свой пульт управления с
ключом управления и клеммником для
подключения приборов автоматики. Последние
смонтированы на компрессорах и обеспечивают
автоматическую защиту от недопустимого
понижения давления всасывания и повышения
давления нагнетания (реле давления РДА-2 и
РДА), от повышения температуры нагнетания
выше 1010 и 135°С (реле ТР-200), от
недопустимого понижения давления в системе смазки
(картер — масляный насос) компрессора
(реле контроля смазки РКС), от прекращения
протока воды через рубашку компрессора
(реле протока РП-12).
Контроль уровня жидкого аммиака в
аппаратах холодильной установки осуществляется
полупроводниковыми реле уровня ПРУ-2.
На промежуточных сосудах установлено по
три ПРУ-2, дренажно-циркуляционных
ресиверах — по два, отделителях жидкости — па
одному.
В целом проектное решение Гипрохолода
44

оказалось правильным, но эксплуатация
нашего холодильника показала, что в типовой
проект целесообразно внести следующие
изменения:
— с целью повышения надежности работы
воздухоохладителей в морозилках отказаться
от применения электродвигателей открытого
типа и применить электродвигатели во
взрывоопасном исполнении типа КОМ;
— установить в плитах перекрытий
закладные детали для подвески бескаркасных
экранов;
— иметь на всех этажах силовые пункты для
подключения двигателей снеговальных машин
и машин, наносящих глазурь на экраны;
— у подвесных путей на поворотах
предусмотреть ограничительные полосы,
предотвращающие падение роликов;
— увеличить длину железнодорожной
платформы, что даст возможность разгружать пя-
тивагонную секцию без расцепки вагонов;
— предусмотреть дистанционное открывание
дверей въездных и железнодорожных ворот.
УДК 725.861
ИСКУССТВЕННЫЕ ЛЕДЯНЫЕ КАТКН ЗАКРЫТОГО ТИПА
И. М. ГИНДЛИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности,
Б. 'Г. САХА РОВ — Министерство торговли СССР
В настоящее время отечественные
спортивные организации располагают 15
искусственными катками в Москве, Ленинграде, Киеве,
Тбилиси, Риге, Горьком, Минске, Воскресенске
и других городах. Из них три катка сооружены
на открытом воздухе, остальные — в закрытых
помещениях.
Закрытые катки требуют значительных
капитальных затрат, но обеспечивают
возможность круглогодичной тренировки хоккейных
команд и фигуристов, способствующей росту
их спортивного мастерства.
Строительство открытых катков обходится
дешевле, однако они не могут быть
использованы в жаркое время года.
Опыт эксплуатации искусственных ледяных
катков, накопленный за последнее десятилетие
как в СССР, так и за рубежом, подтверждает
эффективность закрытых катков и позволяет
принять их в качестве основного типа
сооружения для занятий конькобежным спортом.
Институтом Союзспортпроект разработан
типовой проект искусственного ледяного катка
закрытого типа с трибунами на 3000 мест
(автор и главный архитектор проекта Ю. А.
Регентов; выполнение холодильной части
консультировали авторы этой статьи, монтажные
работы — под руководством Ю. Н. Мантрова).
Сметная стоимость главного корпуса, в
состав которого, кроме катка и трибун, входят
административные и подсобные помещения
для спортсменов, а также машинное отделение
холодильной установки, — 500 тыс. руб.
Поскольку здания закрытых катков обычно
размещаются на территориях городских
парков и участках городской застройки, в
проекте вместо аммиака в качестве холодильного
агента принят фреон-12. Благодаря этому не
потребовалось выносить холодильную
установку в отдельное здание, что позволило
исключить дорогостоящую наружную сеть
холодильных трубопроводов. Все это создало
благоприятные возможности для .привязки типового
проекта к конкретным условиям участков,
отводимых под строительство катков в
различных городах.
Первым по типовому проекту был построен
каток Центрального спортивного клуба
Советской Армии в Москве (ipnc. 1), сданный в
эксплуатацию в конце 1961 г.
Ледяная арена имеет размеры стандартного
хоккейного поля — 61Х30 м (рис. 2).
у Стены здания имеют частичное заполнение
из стеклоблоков, что создает хорошее
освещение зала в дневное время и исключает прямое
солнечное облучение поверхности льда.
f Здание катка построено на сухом песчаном
грунте с глубоким залеганием грунтовых вод,
поэтому грунт под ледяной ареной не
обогревается.
45

Рис. 1. Здание катка Центрального спортивного клуба
Советской Армии.
Рис. 2. Зал ледяной арены.
В армированную бетонную плиту, служащую
основанием арены, уложены (с шагом 100 мм)
бесшовные замораживающие трубы
диаметром 45X3 мм, по которым циркулирует
рассол. Толщина слоя бетона над трубами
30 мм.
Трубы расположены перпендикулярно
продольной оси арены. Это позволяет при
необходимости (например, балет <на льду и пр.)
поддерживать лед лишь на части арены и
включать в работу меньшее количество
холодильных агрегатов. Под бетонной плитой уложена
тепловая изоляция из шлака, которая
позволяет быстрее производить намораживание или
оттаивание льда, что сокращает время,
необходимое для трансформации зала.
Сверху и снизу изоляция защищена
несколькими слоями гидроизоляционного рулонного
материала.
Вдоль ледяной арены со стороны машинного
отделения расположен подземный тоннель
высотой 3,2 м, шириной 1,8 ж — коридор
управления. Здесь смонтированы магистрали
диаметром 300 мм подачи и возврата рассола,
коллекторы и запорная арматура для
распределения рассола по трубной системе.
С противоположной стороны устроен
непроходной канал для отвода талой воды с катка.
В связи с поперечным расположением
замораживающих труб вся трубная система состоит
из «шпилек», концы которых соответственно
присоединены к подающим и обратным
коллекторам, имеющим по десять штуцеров. Таким
образом, каждые 20 труб образуют одну
секцию, а вся система состоит из 30 секций.
Длина шланга «шпильки» 60 ж, что дает
возможность поддерживать равномерную
температуру льда по всей поверхности арены.
Этому способствуют также уложенные на трубы
(перпендикулярно к ним) прутки из
квадратной стали сечением 12X12 мм с шагом 15 см.
При необходимости удалить лед с арены в
трубную систему подают подогретый до 40—
50°С рассол, которым прогревают бетонную
плиту. Подтаявший лед скалывают и убирают.
Машинное отделение холодильной
установки расположено в пристройке к главному
корпусу. Оно не просматривается со стороны
главного входа. Пристройка выполнена в виде
одноэтажного крыла, симметрично которому
выстроено второе крыло, отведенное под
административные и вспомогательные помещения.
В машинном отделении установлены пять
фреоновых компрессоров 4ФУ-19/720
производительностью по 120 тыс. ст. ккал/ч, пять испа-
рительно-конденсаторных агрегатов АИК-300
и два ресивера емкостью по 0,5 ж3. Каждый
компрессор и агрегат составляют одну
автономную фреоновую холодильную машину.
Все машины оснащены приборами
защитной автоматики.
Охлажденный в испарителях рассол
B5%-ный раствор хлористого кальция
СаСЬ) подается в трубную систему
центробежными насосами (два рабочих и один
резервный насос). Для слива рассола из системы
в подвале при машинном отделении
смонтирован металлический резервуар емкостью 50 ж3.
В конденсаторы поступает оборотная вода,
охлажденная в брызгальном бассейне,
оформленном в в;иде декоративного сооружения.
Более эффективный водоохладитель —
вентиляторная градирня — отклонен по
архитектурным соображениям.
Опыт эксплуатации показал, что принятая
система охлаждения обеспечивает качество
ледяной поверхности, удовлетворяющее
требованиям спортсменов.
46

Для поддержания намороженного слоя льда
практически достаточно работы трех
компрессионных агрегатов. При намораживании льда
после трансформации зала должны работать
пять агрегатов в течение суток. По
окончании этого процесса один агрегат
оставляют в резерве, а другой в случае
необходимости может быть поставлен на
профилактику или ремонт.
Необходимая толщина льда (не более 5—
6 см) обеспечивается с помощью ледяного
комбайна ЛК-1, который срезает лишний лед,
удаляет ледяную стружку (в том числе и
нарезаемую коньками), заравнивает горячей водой
поврежденные коньками места.
При проведении хоккейных игр
поддерживают температуру льда —4ч—5°С, для чего в
трубы подают рассол с температурой —12ч-
—13qC, охлажденный в испарителях при
*0 = _^5ч—16°С.
Фигуристам необходим лед с температурой
—2qC. В этом случае в трубы подается
рассол, охлажденный до —8ч— 10°С.
Компрессоры при этом поддерживают в испарителях
давление, соответствующее t0 = — 11ч—13°С.
В начале эксплуатации катка возникли
затруднения с удалением воздуха из трубной
системы. Предусмотренное проектом
реверсирование подачи рассола в трубные секции
«шпилек» не давало должного эффекта. По
предложению главного инженера катка М. М. Бур-
штейна в коридоре управления был
смонтирован дополнительный трубопровод для
быстрого сброса рассола в резервуар из любой
трубной секции, в которой скапливался воздух. Это
помогло решить проблему «борьбы с воздухом»
и обеспечить хорошее качество ледяной
поверхности.
При эксплуатации холодильной установки
выявлено (неудовлетворительное качество
изготовления терморегулирующих вентилей,
питающих испарители жидким фреоном.
Приборы защитной автоматики (реле
давления фреона и реле температуры для
рассола) функционируют нормально.
Дополнительно смонтировано реле давления на
нагнетательной линии водяных насосов,
сигнализирующее о наличии необходимого напора.
Компрессоры работают при устойчивых
режимах и непрерывном возврате масла из
испарителей в картеры.
Каток работает по уплотненному графику
ежедневно с 7 до 23 ч 30 мин на протяжении
девяти—десяти месяцев в году. В остальное
время зал арены трансформируется под
зрелищные и спортивные мероприятия.
С 1 августа до 1 мая на катке тренируются
хоккейные команды и фигуристы различных
спортивных обществ, проводятся спортивные
соревнования по хоккею, балы на льду и
массовые катания, в которых одновременно
участвует до 200 конькобежцев.
Иногда совмещают тренировочные занятия
фигуристов на льду с соревнованиями по
волейболу, борьбе и пр. В этих случаях часть
ледяной арены накрывают сборными
деревянными щитами.
Опыт работы катка показал, что
рентабельность его может быть достигнута при
использовании в течение нескольких месяцев зала
для зрелищных мероприятий (концерты,
спортивные соревнования и пр.),
привлекающих массового зрителя.
Однако при этом сокращается время,
отводимое для тренировочных занятий спортсменов
на льду.
Целесообразно поэтому при каждом дворце
спорта, в котором обычно размещается
ледяной каток, иметь дополнительный
тренировочный каток без трибун для зрителей.
Строительство такого вспомогательного
катка в несколько раз дешевле основного, так как
при этом используется та же холодильная
установка, инженерные сети и сооружения.
Начало строительству таких тренировочных
катков уже положено: функционирует каток в
Москве при Дворце спорта в Лужниках,
строится в Минске, проектируются в Вильнюсе и
Москве (Центральный клуб Советской Армии).
Большой интерес вызывает у спортивной
общественности и специалистов-холодильщиков
начатое под Москвой (в Коломенском)
строительство спортивного комплекса, основным
ядром которого явится беговая дорожка из
искусственного льда. Проект комплекса
разработан институтом Союзспортпроект. Ввод в
эксплуатацию этого комплекса обеспечит
нашим скороходам круглогодичную тренировку.

Р)БМЕН ОПЫТОМ
УСТАНОВКА ДЛЯ СБОРА И РЕГЕНЕРАЦИИ
ОТРАБОТАВШЕГО СМАЗОЧНОГО МАСЛА
УДК 621.384.53
В компрессорном цехе Боровичского
городского молочного завода эксплуатируется
установка для сбора и регенерации
отработавшего масла, поступающего из сосудов и
аппаратов, и подачи его вместе со свежим маслом
в картеры компрессоров.
Схема установки представлена на рисунке.
В сосуде 1, изготовленном из трубы
диаметром 318X8мм, высотой 1100 мм, вертикально
установлен змеевик 2 из бесшовной трубы
диаметром 19X2 мм (общая длина 7 м). В
нижней части сосуда расположен отстойник 3 из
трубы диаметром 108X3 мм с фланцем, к
которому присоединен вентиль 4.
Уровень аммиака контролируется по
указателю уровня 5, на котором установлены
вентили 6 к 7. Внутренняя часть сосуда через
вентиль 8 соединяется линией 9 с нагнетательным
коллектором, а через вентиль 10 — со
всасывающей линией 11. Перепуск масла в
установку из сосудов и аппаратов происходит по
линии 12 через вентиль 13. На линии 14
перепуска масла в компрессор установлен сетчатый
фильтр 15 с вентилями 16 и 17. Контрольными
приборами служат предохранительные
клапаны 18, мановакууммедр 19 и термометр 20.
Для перепуска масла из аппарата,
работающего под давлением всасывания,
открывается соответствующий вентиль на нем и вентиль
13, при этом пары аммиака отсасываются
через вентиль 10 по линии 11. Давление в
аппарате должно быть несколько выше, чем в
установке. При перепуске масла из аппаратов,
работающих под давлением нагнетания,
закрывают вентиль 10. Когда давление в сосуде
достигает давления нагнетания, закрывается
вентиль 13 и постепенно открывается вентиль 10
для отсоса паров аммиака. Процесс
повторяется до полного перепуска масла из данного
аппарата.
Затем масло подвергается регенерации,
которая заключается в его нагреве, отстое и
фильтрации. Если раньше регенерация
производилась водяным паром, то теперь
используются горячие пары аммиака.
Проходя через змеевик, пары нагревают
масло до температуры 80—90°С. Температуру
нагрева контролируют термометром. Для
подачи паров аммиака на змеевике установлены
вентили 21 и 22. При нагреве из масла
выходят пары аммиака, которые отсасываются
компрессором через вентиль 10. После
нагрева масло в течение нескольких часов
отстаивается. Осадки и загрязнения спускают через
вентиль 4.
Раньше компрессор заправляли из
открытого сосуда путем создания разрежения в
картере. При этом затрачивалось большое
количество электроэнергии и нарушался режим
работы установки. При данной системе заправка
и фильтрация не требуют затрат
электроэнергии при избыточном давлении, которое на
1,5—2 атм выше давления в картере
заправляемого компрессора. Давление регулируется
вентилем 8, соединенным с нагнетательным
коллектором, и контролируется мановакуум-
метром. Заправку можно выполнять как при
стоянке, так и во время работы компрессора.
// 12 Ю 13 25 26
Схема установки.
48

При этом масло, проходя через фильтр,
очищается. Вентили 16 и 17 закрываются
вовремя чистки фильтра.
Свежее масло добавляют из бидона 23 в
количестве, контролируемом по указателю
уровня. Для этого понижают давление в сосуде
ниже атмосферного и открывают вентиль 24.
Разрежение в сосуде создают при
подсоединении его через вентиль 25 по линии 26 к
отдельно смонтированному компрессору с
электродвигателем мощностью 0,6 /сет, причем
отсасываемые им пары аммиака подаются в
общую линию нагнетания. Для этой цели
можно использовать любой работающий в
цехе компрессор.
На сосуде установлены аммиачные вентили
диаметром 12, 19 и 25 мм. Сосуд и змеевик ис-
пытываются давлением 24 ати;
предохранительный клапан отрегулирован на давление
18 ати.
При использовании установки уменьшаются
потери аммиака, улучшаются санитарные
условия и упрощаются правила обслуживания,
отпадает необходимость в пользовании
индивидуальными средствами защиты,
сокращается время работы вытяжной вентиляции.
В. Н. СЕРГЕЕВ — Боровичский городской молочный
завод ^
УДК 621.57
ВИБРОИЗОЛИРОВАННЫЙ ФУНДАМЕНТ
ДЛЯ АГРЕГАТА АК2АВ-20/10
В настоящее время большинство
предприятий торговли и общественного питания
размещается в жилых зданиях. Поэтому важное
значение имеет снижение уровня шума и виб-
' раций холодильных установок.
С целью уменьшения вибраций,
передаваемых холодильным агрегатом АК2АВ-20/10
строительным конструкциям, Краснодарским
ремонтно-монтажным комбинатом совместно с
проектным бюро был разработан виброизоли-.
рованный, «плавающий», фундамент (рис. 1)
с 12 пружинными амортизаторами.
Фундамент состоит из бетонного блока 1>
амортизаторов 2, стальных поясов 3 и
фундамента обычного типа 4.
Пружина амортизатора (рис. 2) опирается
на подпятник и демпфирующую прокладку..
ФвО
¦
50
-
1 МО
/600
1700
п
50 \
W
1
-
5§
1
__700
1
W 280
*ТЩ\
Л
280
280
it» -ф Ш S3 §Г
+¦ ф Да Ер Ф-
280
280/1
2 3
рг
Ф86
<№
Рис. 1. Виброизолированный фундамент для агрегата
АК2АВ-20Л0.
Р;ис. 2. Пружинный амортизатор:
1 — верхний пояс фундамента; 2 — пружина; 3 —
металлический подпятник; 4 — резиновая прокладка; 5 —
перфорированная резиновая прокладка; 6 — нижний пояс фундамента.
49-

Рис. 3. Рама верхнего пояса (а) и лента нижнего
пояса (б).
Пружина помещена в направляющих
стаканах, приваренных по периметру верхнего и
нижнего поясов (рис. 3). Последние заделаны
в бетонных блоках виброизолированного и
обычного фундаментов. Верхний пояс
представляет собой раму, нижний — две ленты.
Эксплуатация показала, что такая
конструкция фундамента резко снижает вибрации и,
следовательно, исключает образование шума.
Подобные виброизоляционные фундаменты
разрабатывались и другими организациями.
Так, в 1963 г. Московским институтом
экспериментального проектирования (МИТЭП)
были разработаны проекты типовых
«плавающих» фундаментов для ряда малых
холодильных машин. Эти проекты выпущены
отдельными альбомами НИ-367-00 и НИ-367-01.
Аналогичные фундаменты применяются
Ленинградским ремонтно-монтажным
комбинатом при монтаже малых холодильных машин
в предприятиях торговли и общественного
питания.
В настоящее время в Москве и Ленинграде
на «плавающих» фундаментах смонтированы
сотни холодильных машин.
С. М. СЕРЕДИН — Краснодарский
ный комбинат
ремонтно-монтаж-
УДК 637.5 : 658.78
О БЕСКЛЕТОЧНОЙ УКЛАДКЕ ШТАБЕЛЕЙ МЯСА
За истекшие годы в холодильной
промышленности произошли большие изменения.
Значительно повысился технический уровень
эксплуатации холодильников на основе
применения более современных низкотемпературных
холодильных машин и аппаратов. Это
позволило снизить температуру в камерах
замораживания мяса до —30-:—35°С, в камерах
хранения — до — 18-:—22°С.
Однако поддержание низких температур
еще не обеспечивает 100%-ной влажности
воздуха в камерах и, значит, не избавляет от
естественной убыли мяса при хранении.
Имеется ряд способов увеличения влажности
воздуха в камерах: экранирование, укрытие
штабеля тканью с последующим нанесением
глазури и др. Но и неплотное складирование,
помимо малой загрузки камер, увеличивает
естественную убыль мяса.
Рис. 1. Угольник:
/ — вертикальные плечи; 2 — поперечные связи;
3 — кронштейны жесткости; 4 — горизонтальные
плечи.
50

На Краснодарском холодильнике Росмясо-
рыбторга в механических мастерских был
изготовлен угольник (рис. 1), позволяющий
устранить неплотные клетки мяса при
складировании. Он прост конструктивно.
Вертикальные и горизонтальные плечи
угольника можно изготовить из уголка, труб,
швеллера; распорки — из полосового,
круглого или углового профиля малого сечения.
Высота вертикального плеча зависит от грузовой
высоты камеры хранения (в данном случае
камера имеет грузовую высоту 4 ж 9 см).
Горизонтальное плечо должно быть не менее
половины вертикального.
Для штабелирования мяса устанавливают
два угольника друг против друга
вертикальными плечами наружу и на расстоянии
требуемого размера штабеля. Укладывают мясо на
всю высоту угольников, затем на расстоянии
3,5—4 м загружают параллельно первому
второй штабель между второй парой
угольников. Полученные два штабеля являются
опорными (вместо клеток), между ними
укладывают основной штабель.
В камере холодильника емкостью 629,4 т
при обычном складировании хранилась 571 т
мяса. Применение угольников позволило
увеличить это количество до 715 т.
При плотной укладке штабеля в 1 мъ
размещается до 400—450 кг мяса (рис. 2). При этом
естественная убыль мяса сокращается на
20—25%- По нашему мнению, описанный
способ складирования следует распространить на
холодильниках.
При подготовке статей для журнала «Холодильная
техника» необходимо руководствоваться следующими
правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на од-
мой стороне листа через два интервала и
направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен
превышать 10 стр., для разделов «Обмен опытом»,
«Консультация» — 7 стр. машинописного текста, число
рисунков не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются в статью разборчиво, с
указанием прописных и строчных букв и с обводкой
красным карандашом букв греческого алфавита.
4. В списке литературы к статье приводятся:
фамилия и инициалы автора, название книги, статьи, рефера-
Рис. 2. Плотная укладка мяса в штабель.
Общий годовой экономический эффект с
учетом затрат на изготовление угольников из
расчета на одну камеру емкостью 629 т по
предварительным подсчетам составляет
1800 руб.
Н. Я. ВОРОНИН, А. А. ЧИСТЯКОВ — Краснодарский
холодильник № 1 Росмясорыбторга
я та, диссертации, а также издательство, год издания
и (или название журнала, номер его и год выпуска).
5. Рисунки к статье прилагаются в одном ^кземпля-
\- ре, фотографии — в двух. Чертежи и схемы выполня-
I- ются четко карандашом или тушью, согласно правилам
черчения. Представляемые светокопии должны быть
н ясными. Допустимый наибольший размер чертежа
», 407X576 мм.
о Подрисуночные подписи печатаются на отдельной
странице и прилагаются к статье,
с 6. Представляемая в редакцию статья должна быть
>й подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: Москва,
4- И-434, ул. Костякова, 12. Редакция журнала «Холодиль-
з- ная техника».
К сведению авторов!
51

ш
рнсультация
УДК 625.244:621.57.048
КАК ОТТАИВАТЬ ГОРЯЧИМИ ПАРАМИ ИСПАРИТЕЛИ
ИЗОТЕРМИЧЕСКИХ ВАГОНОВ С МАШИННЫМ ОХЛАЖДЕНИЕМ
В пятивагонных секциях оттаивание
испарителей горячими парами фреона частично, а в
индивидуальных вагонах полностью
автоматизировано.
Наличие снеговой шубы на батареях
испарителя определяется по повышению
температуры в вагоне при работающих холодильных
машинах, понижению давления и температуры
кипения, уменьшению разности температур
входящего и выходящего из испарителя
воздуха, увеличению перегрева всасываемых
паров фреона. Эти признаки наблюдаются через
Операции
Подготовить инструмент, пройти к вагону, выключить
электродвигатели вентиляторов испарителей .....
Включить печи мощностью 1 кет., установить заслонки
в положение яоттайка", открыть электрощит
Включить, холодильную машину на „оттайку", закрыть
вентиль на выходе из ресивера, открыть на V8
оборота, а через 15—20 мин полностью вентиль,
соединяющий нагнетательную и всасывающую стороны
компрессора
Включить рециркуляционные вентиляторы
Переключить холодильную машину на „охлаждение",
выключить печи
Охладить воздух вокруг испарителя до температуры не
Установить рычаги воздушных заслонок соответственно
1 Время, мин
1 15 30 45 60 75 90 105 120
5
¦
3
¦
5
¦
47F2)
35
ШИШ Ш
120
5
¦
1 1
27
3
¦
ШШШт
52

трое-четверо суток после заполнения вагона
мороженым грузом.
Оттаивать испарители удобно во время
стоянки поезда, когда имеется возможность
контролировать ход процесса в нескольких
машинных отделениях одновременно. Если
оттаивание производится в движущемся составе,
присутствие обслуживающего персонала в
машинном отделении обязательно.
При температуре наружного воздуха выше
25—30°С испарители следует оттаивать во
второй половине дня, непосредственно перед
очередным запуском.
Оттаивают испарители параллельно в двух
машинных отделениях следующим образом
(см. таблицу).
Открывать вентиль, соединяющий
нагнетательную сторону с испарителем, необходимо
медленно и не более чем на 7в оборота, следя
за повышением давления на всасывающей
стороне и прислушиваясь к работе клапанов
компрессора и регулятора давления.
Полностью открывать вентиль можно только в том
случае, если нет глухих стуков клапанов,
сигнализирующих о попадании жидкого фреона
между пластинами, дребезжания в регуляторе
давления, инея на всасывающих вентилях и
полости компрессора.
Включать рециркуляционные вентиляторы в
начальный момент нет никакой необходимости,
так как оттаявшая поверхность испарителя
невелика и электропечи не нагрелись до
требуемой температуры. Как показал опыт,
вентиляторы целесообразно включать через 25—
35 мин после начала оттаивания. В этом
случае попадание теплого воздуха из шахты
испарителя в грузовое помещение незначительно
и температура в последнем повысится не
более чем на 4°С.
О необходимости прекращения оттаивания
можно судить по следующим признакам:
прекратился сток воды со сливного
патрубка шахты испарителя;
температура всасываемых паров повысилась
до 35—40°С;
появилось дребезжание в регуляторе
давления на всасывающей стороне (условие
необязательное) ;
увеличилось давление на всасывающей
стороне и возросла нагрузка электродвигателя
компрессора.
Иногда сток воды, образовавшейся при
таянии снеговой шубы, прекращается раньше
времени. Это наблюдается при наклонном
положении вагона, когда вода растекается по
полу вагона, не попадая в сливной патрубок,
а также при неполном предыдущем
оттаивании, в результате которого на нижних частях
испарителя образуется лед, который тает
медленнее, чем иней. Плохое таяние может быть
вызвано и тем, что между поверхностью
трубы испарителя и льдом на кромках оребрения
образовалась воздушная прослойка.
По окончании оттаивания воздух шахты
испарителя охлаждают до температуры не выше
5°С (§ 29 Инструкции ЦВ 2341 по
обслуживанию рефрижераторных поездов и секций) и
открывают заслонки шахты, через которые
воздух поступает в грузовое помещение.
Во время каждой промывки вагона перед
приемом мороженого груза необходимо
тщательно очищать сливные патрубки шахт
испарителей.
Технологический процесс оттаивания
испарителей с помощью горячих паров снят на пя-
тивагонных секциях приписки вагонного депо
станции Георгиу Деж Юго-Восточной
железной дороги и проверен обслуживающими
бригадами.
Н. Е. ЛЫСЕНКО — Московский институт
инженеров транспорта
ВНИМАНИЮ ПОДПИСЧИКОВ!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал «Холодильная
техника» на 1966 г. с первого номера, могут подписаться в местных
отделениях связи и пунктах подписки «Союзпечать» с любого
последующего номера журнала и на любой срок в пределах календарного года.
Недостающие номера журнала редакция может выслать
подписчикам наложенным платежом по их письменным заказам.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12.
53

L52!
...^ вооти
1ЕХИИКИ
УДК 546.212
МЕТОДЫ ОПРЕСНЕНИЯ СОЛЕНОЙ ВОДЫ
Возрастающее потребление промышленностью и
населением пресной воды при ограниченности естественных
ее источников делает актуальной проблему опреснения
соленой, особенно морской, воды.
Содержание солей в морской воде в среднем
составляет около 3,5%. IB некоторых районах Балтийского моря
оно падает до 0,3%, а в Красном море поднимается до
4,1%. Большое распространение имеют также
солоноватые воды с содержанием солей до 1%.
Содержание солей в пресной питьевой воде не должно
превышать 0,05—0,1%, а в воде для орошения полей —
0,12%.
В промышленной воде содержание солеи может быть
•более высоким. Во многих случаях здесь можно
использовать непосредственно морскую воду. Однако при этом
следует помнить о повышении коррозии трубопроводов
и аппаратов.
Основные методы опреснения морской воды:
дистилляция — основана на испарении воды из
рассола за счет тепловой энергии;
электродиализ — основан на перемещении солевых
ионов под влиянием электрического тока через
полупроницаемые перегородки;
компрессорная дистилляция;
кристаллизация (вымораживание, гидратация);
обратный осмос.
Сопоставить эти методы можно, сравнив энергию
топлива, необходимого для выработки нужного количества
пара или электроэнергии, требующихся для получения
1 мг пресной воды (*см. таблицу).
Из таблицы видно, что комбинированное производство
пресной воды и электроэнергии значительно сокращает
расход топлива для дистилляционной установки.
Наибольшее распространение получили сейчас
многоступенчатые дистилляционные установки (со
ступенчатым испарением и конденсацией воды). По этому
методу работают почти все крупнейшие опреснительные
установки.
Однако весьма многообещающим является и метод
вымораживания. Он может применяться в двух
модификациях:
— использование в качестве холодильного агента
морской воды, часть которой испаряется в условиях
глубокого вакуума, охлаждая остальную часть и
замораживая кристаллы льда;
— применение в качестве холодильных агентов
углеводородов типа бутана, кипящих при непосредственном
контакте с морской водой и не растворяющихся в ней.
Метод опреснения
Многоступенчатая дистилляция:
, опреснительная установка
комбинированная установка дляТопрес-
нения воды и выработки
электроэнергии1
опреснительная установка с
электронагревом котлов
Электродиализ:
солоноватая вода
морская вода
Компрессорная дистилляция
Вымораживание
| Обратный осмос
1 Часть энергии топлива, приходящаяся на опр<
Вид потребляемой"
энергии
Тепловая
9
Электрическая
»
»
Механическая
»
гснение воды.
Расход топлива, тыс. ккал/м*
опресненной воды |
обычное
66,0
38,6
171,0
7,3—13,3
83,3—101
30,6—46
28,0
6,0
ядерное
58,0
34,6
176,0
8,7—16
103—121
40—56
32,0
7,3
57

Рассол
Рассол
\ \ \ \ ^а-
дода
п sr я 0 ПаР бутана
Пар бутана низкого давления высокого давлении
у
^=
i
(ГЛ
^S SSSSSSS4SS.
Рис. 1. Принципиальная схема
опреснительной установки по методу
вымораживания:
1 — теплообменник; 2 — кристаллизатор; 3 —
/—Ч сепаратор; 4 — турбокомпрессор; 5 —
копленую \ $ сатор-тайтель.
'////////////Г7777,
—— Жидкий Путан
у
ОСЗоаК чччччч-чччччччччччч^^ччччччу,
Соленая вода
Катод
Рис. 2. Принципиальная схема электро-
.диалитического процесса:
а, с, е — каналы рассола; Ь, d — каналы
пресной воды; А — мембрана, пропускающая толь-
, ко положительные ионы натрия; Б —
мембрана, пропускающая только отрицательные
ifOHbi хлора.
вода
Рассол
На рис. 1 приведена принципиальная схема
опреснительной установки, работающей по методу
вымораживания воды с применением бутановой холодильной
машины. •
Поступающая морская вода (рассол) охлаждается
в теплообменнике, отдавая тепло выходящим из
установки .рассолу и .присной воде.- Затем рассол попадает
в кристаллизатор, в котором непосредственно
соприкасается с кипящим бутаном, в результате чего
вымораживаются ледяные кристаллы. Рассол с кристаллами
льда подается в сепаратор, из него ледяные кристаллы,
отделившиеся от рассола, поступают в конденсатор-тая-
тель. Рассол проходит теплообменник и сливается.
Образовавшиеся в кристаллизаторе пары
холодильного агента отсасываются турбокомпрессором, сжимаются
до давления конденсации и подаются в конденсатор-
таятель. В этом аппарате тепло конденсации
используется для таяния льда. Пресная вода из конденсатора-тая-
теля через теплообменник подается к потребителям.
Процесс вымораживания характеризуется малым
расходом энергии по сравнению почти со всеми остальными
методами.
В опреснительных установках холодильные машины
применяются, кроме вымораживания, для отделения
воды от рассола путем гидратации. Гидратация —
химический процесс. Образующиеся в этом случае кристаллы
представляют собой не чистый лед, а гидрат
холодильного агента ((пропан), свободный от солей. Кристаллы
гидрата отделяются от рассола в сепараторе и после
Рис. 3. Принцип опреснения по методу обратного осмоса:
а — обычный осмос; б — равновесие (давление над рассолом
осмотическое); в — обратный осмос (давление над рассолом выше
осмотического); В — пресная вода; Р — рассол; Я —
полупроницаемая перегородка.

таяния разделяются на две жидкости: гидрат и-.пресную
воду.
Вымораживание и особенно гидратация сравнительно
новые процессы в * опреснительной технике. Они весьма
перспективны в районах, где мало топлива, и при
небольших размерах установок. Пониженные температуры
в аппаратах уменьшают коррозию металлов.
Интересны также методы опреснения воды с помощью
полупроницаемых мембран — электродиализ и.
обратный осмос.
Электродиализ экономичнее всего применять при
опреснении слабоконцентрированных солоноватых вод, так как
повышение концентрации солей требует резкого
увеличения силы тока. Схема этого процесса показана на
рис. 2.
Аппарат состоит из пяти каналов, разделенных между
собой двумя парами полупроницаемых перегородок
(мембран). Одна пара мембран Л пропускает только
положительные ионы натрия, другая Б — только
отрицательные ионы хлора. Два электрода опущены в
рассол. Положительные ионы натрия, стремясь к катоду,
проходят через мембраны А и скапливаются в каналах а
и с. Отрицательные ионы хлора, стремясь к аноду,
проходят через мембраны Б и скапливаются в каналах с
и е. Каналы Ь и d при этом освобождаются от солей
и вода, протекающая через них, опресняется.
Электродиалитические установки в настоящее время
применяются в промышленных масштабах.
Производительность наиболее крупной установки ?Э(Ю мг/сутц,
Схема опреснения воды по методу обратного осмоса
показана на рис. 3.
При обычном осмосе '(рис. 3, а) вода проникает в
обоих направлениях. Ионы солей не могут пройти через
полупроницаемую перегородку П. В рассол поступает
воды больше, чем уходит из него, что "приводит к
повышению уровня рассола. В результате осмоса
разжижается рассол в правом отсеке.
Если над рассолом создать давление, равное
осмотическому (для морской воды '26,5 ати, для солоноватой —
1,4.аш), то количества воды, проникающие через
перегородку в обоих направлениях, уравняются и
концентрация рассола изменяться не будет.
Если же над рассолом создать давление больше
осмотического, то поток воды из рассола превысит
обратный ток и концентрация рассола будет повышаться,
следовательно, будет увеличиваться количество пресной
воды. Над рассолом надо создать давление '105 ати для
морской воды и 36—42 ати для солоноватой.
Метод обратного осмоса требует незначительных
затрат энергии. В настоящее время имеются
экспериментальные установки с суточной производительностью
в несколько кубических метров пресной воды. В
результате длительных исследований в качестве материала для
перегородки был выбран ацетат целлюлозы.
«Heating, Piping & Air Conditioning», 1966 January,
vol. 38, JN* 1.
д. А, гоголин
правочный
ОТДЕЛ»*»
Новые приборы и средства автоматизации
(В 'последнее время разработан ряд новых
измерительных и автоматических приборов, предназначенных для
холодильных установок.
Ниже приводятся их краткие описания и технические
характеристики.
Реле давления РД-4Л (|МРТУ5. 686-ч1Ш49—65)
предназначено для защиты аммиачных компрессоров от
недопустимых давлений всасывания и нагнетания.
Исполнение морское, тропическое. Может применяться
во взрывоопасных помещениях класса В16.
Реле |(р.ис. 1) состоит из двух блоков: низкого .(БИД)
и высокого (БВД) давлений. Механизмы обоих блоков
действуют на общий контакт, который размыкается при
понижении давления всасывания и повышении давления
нагнетания.
Реле снабжено шкалами настройки давлений
срабатываний БНД и БВД, а также шкалой настройки
дифференциала БНД. Имеет две модификации.
Техническая характеристика
РД-4А-01Т РД-4А-02Т
Диапазон настройки
давлений размыкания
контакта, kzcJcm2 .... БНД — 0,74-4,0 —0,9-М),О
БВД 6,04-18,0 0,54-10,0
Диапазон настройки
дифференциала БНД,
kzcjcm2 ....... 0,44-2,5 0,154-0,60
Дифференциал БВД,
нерегулируемый, kzcjcm2 1,04-2,5 1,04-1,8
Предельные давления,
kzcjcm2 БНД 15 15
БВД 21 21
Погрешность срабатыг
вания контакта
относительно настройки, БНД +0,25 ±0,60
kzcjcm2 БВД ±0,15. ±0,50

Непостоянство
срабатывания контакта, кгс/см2 0,05 0,05
Разрывная мощность
контакта в цепи с
напряжением 220 в, 50 гц,
обеспечивающая t
100000 срабатываний,
ва
Вес, кг .
Высота Н9 мм
Габаритные и присоединительные размеры указаны
на рис. 1.
Серийное производство реле давления РД-4А-01Т
и РД-4А-02Т осваивается на Тартуском
приборостроительном заводе в 1966 г.
Непостоянство срабатывания кон-
150
2,0
204
150
2,0
212
Разрывная мощность конакта в
цепи с напряжением 220 в, 50 гц,
обеспечивающая 50 000
срабатываний, ва
Вес, кг .
300
1,9
300
1.9
Габаритные и присоединительные размеры указаны на
рис. 2.
Серийное производство реле РКС-1А осваивается на
Орловском заводе приборов в 1966 г.
Реле перепада температур ТП-I (СТУ57—720—65)
предназначено для автоматизации процесса оттаивания
инея в автономных кондиционерах, работающих в
режиме теплового насоса.
тактов, кгс!см2 0,04
0,04
Рис. II. Реле давления РД-4А.
Реле перепада давлений РКС-1А (МРТУ5. 697—
10910—65), показанное на рис. 12, предназначено для
защиты аммиачных компрессоров от нарушений работы
масляных насосов, а также для контроля за работой
аммиачных циркуляционных насосов и других целей.
Исполнение морское, тропическое. Может применяться
во взрывоопасных помещениях класса Bil6.
Контролируемые давления подводятся к двум входам:
от картера — к минусовому, от масляного насоса — к
плюсовому.
Контакт реле размыкается при снижении
контролируемого перепада давлений. Реле снабжено шкалой
настройки перепада давлений срабатывания.
Техническая характеристика
. РКС-1А-01 РКС-1А-02
Диапазон настройки перепада
давлений срабатывания, кгс/см2. . . 0,2—1,8 0,5—3,5
Дифференциал нерегулируемый,
кгс\см2, не более 0,4 0,4
Предельное давление, кгс/см2 ... 16 16
Предельный перепад давлений,
кгс/см2 16 16
Погрешность срабатывания
контактов относительно настройки,
кгс/см2, не более ±0,15 -fc0,15
Рис- 2. Реле перепала давлений РКС-1А

Рис. 3. Реле перепада температур ТП-1.
Реле (рис. 3) манометрического типа, имеет два
термобаллона: плюсовый и минусовый, устанавливаемые
соответственно в точках с более высокой и более низкой
температурами.
Исполнение общепромышленное.
Контакт реле размыкается при уменьшении
контролируемого перепада температур. Реле бесшкальное.
Техническая характеристика
Диапазон настройки
перепадов температур
срабатывания, °С ....... 10ч-20
Диапазон заводской
настройки дифференциала
(оговаривается при
заказе), °С 154-30
Непостоянство
срабатывания °С, не более .... 1,5
Диапазон контролируемых
температур, °С _20~20
Предельная температура
термобаллонов, °С . . . 65
Предельный перепад
температур, °С ..... . 40
Разрывная мощность
контакта в цепи с
напряжением 220 в, 50 гц,
обеспечивающая 10000
срабатываний, ва 300
Длина соединительных
капилляров, м 1,0
Вес, кг ......... 0,65
Габаритные и присоединительные размеры указаны на
рис. 3.
^ Серийное производство реле перепада температур
ТП-;1 осваивается на Орловском заводе приборов
в 1966 г.
Реле температуры Т-2 и Т-3 (СТУ57—719-^65)
предназначены для автоматического двухпозиционного
регулирования температуры воздуха при автономном
кондиционировании. Исполнение общепромышленное.
Реле манометрического типа, бесшкальное.
Разработано в двух модификациях: Т-2 (рис. 4, а)
с трехлозиционным ручным переключателем режима
работы («тепло» — «выкл.» — «холод») и Т-3 (рис. 4,6)
без переключателя.
С помощью переключателя к внешней цепи реле Т-2
подключается: в режиме «тепло» — контакт,
замыкающийся при понижении температуры, в режиме «холод» —
контакт, замыкающийся при повышении температуры.
Дополнительная клемма позволяет использовать
ручной переключатель для управления другими цепями.
;Реле Т-3 имеет переключающий контакт и может быть
использовано в любом режиме путем переключения на
выводных клеммах.
Техническая характеристика реле
Т-2 и Т-3
Диапазон настройки темпера-
i тур срабатывания, °С . . . 15—30
Дифференциал !
нерегулируемый, °С, не более 2,5
Непостоянство срабатывания
контакта, °С, не более . . 0,5
Разрывная мощность
контактов в цепи с напряжением
220 в, 50 гц,
обеспечивающая 50000 срабатываний, ва 300
Длина соединительного
капилляра, м . . . . ..... 1,0
Вес, кг ......;... . о,8
Габаритные размеры указаны на рис. 4, а и б.
Серийное производство реле Т-2 и Т-3 на Орловском
заводе приборов намечается на 1967 г.
Мановакуумметры показывающие МВП4-СМ-Т
(МРТУ5. 954-^11049-^66) предназначены для измерения
давлении жидких и газообразных холодильных агентов-
аммиака, фреона-12, 13 и 22 (агент указывается при
заказе).
Исполнение морское, тропическое
(общепромышленный вариант прибора под индексом МВП4-С должен
поставляться по техническим условиям 2В2.830Л04—
ОТУ). На циферблат наносятся шкалы давления и
температуры соответствующего холодильного агента.
Техническая характеристика
Пределы измерений,
кгс/см* —i>0-f-l,5
тт -1,0-5
Цена деления
соответственно, кгс/см2 ... 0,05
°>2
Класс точности .... 2,5
Максимальное
перегрузочное давление,
kzcjcm2 15
Температура рабочей j
среды, ° С —50-т-бО
Вес, кг 1,2
Диаметр корпуса, мм . 160
Присоединительный
штуцер М20Х1,5
Остальные технические данные — по ГОСТу '2405—63.
Серийный выпуск намечается с 1967 г. на Томском
манометровом заводе.
*It°??^Pll дифференциальные показывающие
МДП4-СМ-Т (МРТУ5. 1954-1.1048-^66) предназначены
для измерения перепада между давлением нагнетания
масляного насоса и давлением в картере компрессора
Прибор предназначен для компрессоров, работающих на
аммиаке и фреонах.
Исполнение морское, тропическое.
(Общепромышленный вариант прибора под индексом МДП4-С должен
поставляться по техническим условиям 2В2—-830.154.ТУ )
61

416
Вид по стрелке А
57
Место креп/гения прийори
на стейке кондиционера - -
1+отбЩ5
Дифманометр имеет два измерительных элемента,
приводящих в движение указательную стрелку и
подвижную шкалу. Перепад давлений отсчитывается
указателем по подвижной шкале. (Кроме того, прибор
позволяет измерить каждое из сравниваемых давлений.
Техническая характеристика
Пределы измерений
перепада давлений,
кгс1см2 ¦ . . 0-=-9,0
Пределы измерений дав-
лений,~#гс/сл/2 ....
Цена деления, кгс\см? .
Класс точности ....
Максимальное
перегрузочное давление в
каждом измерительном
элементе, kzcjcm2
Температура рабочей
среды, °С
Вес, кг
Диаметр корпуса, мм .
Два присоединительных
штуцера М20Х1,5
—1-9,0
0,2
1,6
50-f-60
1,85
160
Остальные технические данные — по ГОСТу '2405—63.
Серийный выпуск намечается с '1967 г. на Томском
манометровом заводе.
Л. С. ВОЛЬСКАЯ, В. С. УЖАНСКИЙ -
ВНИИхолодмаш
62

СОДЕРЖАНИЕ
И. М. Геллер. Холодильное хозяйство СССР в 1959—1965 гг.
(статистический обзор) ...... 1
Поздравляем с высокой наградой! 6
B. Я. Кокорев. Новые задачи холодильной промышленности 7
Н. А. Бучко, Г. Н. Данилова, А. В. Куприянова. Исследование методов охлаждения
бетонной кладки строящихся плотин 10
М. А. Сильман. Устойчивость работы пароводяных эжекторных холодильных
машин при повышенных тепловых нагрузках 14
Н. А. Моисеева, А. К. Савицкая. Хранение яблок в упаковках из полимерных пленок 18
А. А. Рымкевич, М. А. Барский. Технико-экономическое обоснование выбора
источника холодоснабжения для кондиционирования воздуха 22
А. С. Багинский, Я. М. Зильберберг. Совершенствование схем сигнализации и
защиты аммиачных компрессоров 27
C. К. Иванов, В. Б. Скрипников. Шахтный передвижной кондиционер КПШ40П
с пневмоприводом : . 30
Н. Г. Колядина, А. П. Езжев, Г. М. Бартенев, Э. Н. Голован. Исследование фрео-
нопроницаемости резин :::.;.... 33
И. И. Перельштейн. К методике составления уравнения состояния реального газа 34
A. П. Шеффер, Т. Д. Цинцадзе. Исследование обратимости процесса
замораживания свиных натуральных полуфабрикатов ............. 40
Новости строительства
Н. П. Коновалов, В. Ф. Костриков. А. П. Еркин. Распределительный
холодильник в Волгограде ......: 43
И. М. Гиндлин, В. Г. Сахаров. Искусственные ледяные катки закрытого типа . . 45
Обмен опытом
B. Н. Сергеев. Установка для сбора и регенерации отработавшего
смазочного масла ................. 48
C. М. Середич. Виброизолированный фундамент для агрегата АК2АВ-20/10 . . 49
Н. Я. Воронин, А. А. Чистяков. О бесклеточной укладке штабелей мяса .... 50
Консультация
Н. Е. Лысенко. Как оттаивать горячими парами испарители изотермических
вагонов с машинным охлаждением 52
Хроника
А. П. Киреев. Всесоюзное совещание работников мясной и молочной
промышленности 54
М. М. Голянд. Всесоюзная межвузовская конференция в Ленинграде 54
Конференция читателей журнала «Холодильная техника» в Ленинграде .... 56
Новости иностранной техники
А. А. Гоголин. Методы опреснения соленой воды 57
Справочный отдел
Л. С. Вольская, В. С. Ужанский. Новые приборы и средства автоматизации . . . 59
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Н. Кобулашвили (главный редактор), Д. Г. Рютов
(зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зав. редакцией), проф. И. С. Бадылькес,
Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, М. Г. Дик, В. А. Дедух, А. В. Кан, В. Я. Кокорев,
М. С. Мартынов, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, Р. В. Павлов, Н. В.
Померанцева, проф. Г. Б. Чижов, В. И. Шелапутин, А. П. Шеффер.
Адрес редакции: Москва, ул. Костякова, 12. Телефон Д 0-00-34 доб. 49.
Технический редактор Н. И. Федорова
Т—11456 Сдано в набор 3/VII Подп. в печ. 22/VII1—1966 г.
Формат 84Xl087i6 Печ. л. 4 (привед. 6,72 Уч.-изд. л. 7,05
Тираж 5260 Заказ 2687 Цена 50 коп.
Типография изд^ва «Московская лравда». Потаповский пер., 3