•d?S8&
*?%*«
ЭМБЛЕМА
МЕЖДУНАРОДНОГО ДНЯ СТАНДАРТИЗАЦИИ
И ОКТЯБРЯ I970 ГОДА
14 октября 1970 г. в нашей стране впервые проводился
Международный день стандартизации.
Эта дата отмечается во многих странах мира.
Стандарт — специальный документ, который фиксирует,
все данные о том, каким требованиям должны отвечать
сырье, материалы, полуфабрикаты, готовая продукция.
Выполнение прогрессивных норм и требований стандарта — залог
высокого качества изделия.
Стандартизация очень выгодна. Экономисты обычно
называют такие цифры: 1 руб., вложенный в мероприятия шо
стандартизации, приносит 10 руб. прибыли.
По всей стране в день стандартизации подводились итоги
работы по внедрению и соблюдению стандартов. В Москве на
ВДНХ в павильоне «Стандарты СССР» и в отраслевых
павильонах развернуты экспозиции по стандартизации. Лучшие
работы по стандартизации отмечаются премиями.
Международный день стандартизации 14 октября —
боевой смотр всех достижений и резервов одного из могучих
рычагов технического прогресса современности —
стандартизации.
Стандарты на охлажденную и мороженую рыбу
Государственные стандарты имеют очень важное
значение для повышения качества выпускаемой
продукции. Как документы, регламентирующие показатели
качества продукции, они периодически изменяются в
связи с совершенствованием техники и технологии ее
изготовления.
ВНИХИ за последние годы разработаны и
Комитетом стандартов, мер и измерительных приборов при
Совете Министров СССР утверждены три ГОСТа на
рыбную продукцию: ГОСТ 814—61 «Рыба
охлажденная», ГОСТ 1168—68 «Рыба мороженая» и ГОСТ 2135—
65 «Сельди мороженые». Основная задача пересмотра
ранее утвержденных A955 г.) стандартов на эти три
вида продукции — повышение качества. Значительное
совершенствование техники и технологии производства,
в том числе широкое внедрение холода, явились
предпосылкой для повышения качества рыбной продукции.
Кроме того, на основе тщательного анализа выявлена
роль отдельных звеньев технологических процессов,
которые могли бы обеспечить улучшение качества.
При переработке ГОСТа «Рыба охлажденная» были
внесены изменения и дополнения в отдельные пункты.
Поскольку в обеспечении сохранения качества
рыбы особо важную роль играют температурные
условия, в ГОСТе регламентировано понятие охлажденной
рыбы: у охлажденной рыбы температура в толще мяса,
у позвоночника, должна быть в пределах от —1 до +5°С.
Предусмотрено обязательное применение льда при
транспортировке и хранении рыбы. Количество льда
в момент выпуска рыбной продукции с предприятия
должно составлять не менее 50% к е© весу.
В стандарте определен температурный режим при
транспортировке и хранении охлажденной рыбы.
Охлажденную рыбу допускается перевозить
железнодорожным и водным транспортом. При
продолжительности перевозки более 3 ч температура воздуха в
грузовом помещении должна быть от +5 до —1°С.
На холодильниках промышленных предприятий и на
базах торговой сети охлажденная рыба должна
храниться при температуре от +5 до —1°С, в
соответствии с действующими инструкциями. Нижний предел
температуры установлен во избежание
подмораживания рыбы.
В последние годы в результате развития
рефрижераторного флота центр холодильной обработки рыбы
переместился на рыбопромышленные
рефрижераторные суда.
В 1969 г. суммарная производительность судовых
морозильных установок составила 80,7% суммарной
производительности береговых и судовых морозильных
установок *.
Большие изменения в технической оснащенности
рыболовного флота и береговых предприятий
позволили не только значительно увеличить выпуск
мороженой рыбы, но и повысить требования к ее качеству.
* В. П. Зайцев. «Холодильная техника», 1970, № 4.
6

В новом стандарте нашли отражение основные
условия, определяющие качество мороженой рыбы:
состояние исходного сырья, режим замораживания,
хранение рыбы после замораживания, условия
транспортировки, хранение рыбы на распределительных
холодильниках.
Важным изменением в технике замораживания
является то, что основная масса рыбы замораживается в
морозилках интенсивного действия. На
рефрижераторных судах и большей части холодильников имеется
возможность хранить рыбу при температурах —18-г-
—20 и —254 30°С.
Таким образом, современное состояние
холодильной техники позволило предусмотреть в ГОСТ 1168—
68 более совершенные режимы холодильной
обработки, хранения и транспортировки рыбы по сравнению
со старым ГОСТ 1168—55.
Новый стандарт резко ограничивает замораживание
рыбы в рассоле и льдосоляной смеси.
В ГОСТе расширен перечень рыб, подлежащих
глазированию. Вместо толщины глазури указан ее вес,
который должен составлять не менее 4% к весу рыбы
или блока. Допускается также упаковка мороженой
рыбы под вакуумом в пакеты из синтетических пленок.
В ГОСТе определена температура транспортировки
мороженой рыбы: в железнодорожных вагонах с
машинным охлаждением и авторефрижераторах не
выше —9°С, на рефрижераторных судах не выше —18°С.
Лабораторией технологии мороженого за
последние годы разработаны МРТУ 49/16—66 «Мороженое»,
МРТУ 49/17—66 «Вафли для мороженого», ОСТ 49—
10—70 «Мороженое мягкое», ТУ 49 104—69 «Сухие
смеси для мороженого» (совместно с ВНИМИ) и ГОСТ
«Ящики из гофрированного картона для мороженого».
Межреспубликанские технические условия на
мороженое (МРТУ 49/16—66) включают широкий
ассортимент мороженого основных и любительских видов, а
также технические требования, предъявляемые к
качеству мороженого и глазури, бактериологическим
показателям продукта, к способам фасовки, упаковки, а
также к режимам хранения и транспортировки
мороженого.
В текущем году разработано и находится на
утверждении «Изменение № 1», являющееся
дополнением к МРТУ 49/16—66. В этот документ включены
новые виды мороженого: «Кофе со сливками»,
«Холодок», «Медок», «Московское» и лечебные виды
мороженого с сорбитом и ксилитом (для диабетиков);
дополнительно приводятся количественные нормы
введения крема, взбитых сливок, шоколадной глазури для
тортов и кексов из мороженого; предъявляются
повышенные требования к технохимическому контролю
производства и таре для мороженого.
Межреспубликанские технические условия на
вафли для мороженого (МРТУ 49/17—66) включают все
виды вафельных изделий для мороженого: вафли
листовые, вафельные стаканчики, вафельные и
сахарные трубочки, рожки, вафли фигурные.
Все требования МРТУ 49/17—66 к сырью, органо-
лептическим показателям, методам испытаний,
упаковке и хранению направлены на повышение качества
вафельной продукции.
Кроме того, допускается перевозка рыбы в вагонах-
ледниках и на судах речного флота. При этом
температура в теле рыбы при выгрузке не должна превышать
—5°С.
В стандарте повышены требования к контролю
качества мороженой рыбы, в частности, включен
показатель качества «проба на варку» для решения
вопроса сортности в спорных случаях.
В зависимости от качества мороженую рыбу
подразделяют на два сорта — первый и второй.
В ГОСТ 2135—65 «Сельди мороженые» включен
пункт, определяющий температуру рыбы при
замораживании и хранении — не выше —18°С.
Согласно стандарту мороженая сельдь выпускается
только глазированной. Вес глазури должен быть не
менее 4% к весу рыбы или блока.
Мороженая сельдь транспортируется в трюмах
судов при температуре не выше —12°С, в
железнодорожных вагонах с машинным охлаждением при
температуре не выше —9°С и в зимнее время в
вагонах-ледниках. Температура в теле рыбы или в толще блока
при выгрузке из судов и вагонов должна
соответствовать температуре, установленной для данного вида
транспорта. *
В зависимости от качества мороженая сельдь
подразделяется на два сорта — первый и второй.
Канд. техн. наук А. И. ПИСКАРЕВ — ВНИХИ
Технические требования к вафельным листам и
стаканчикам определяют возможность проектирования
специальных машин для выпечки вафельной продукции.
ОСТ 49—10—70 «Мороженое мягкое»
предусматривает изготовление в сети общественного питания
шести разновидностей мягкого мороженого из сухих
смесей. В этом документе указаны технические
требования, предъявляемые к сырью, гарнирам и готовому
продукту, выполнение которых обеспечивает
изготовление мягкого мороженого высокого качества.
Оговариваются условия его реализации и методы
испытаний.
ТУ 49 104—69 «Сухие смеси для мороженого»
включают технические требования, предъявляемые к
сырью для изготовления сухих смесей и к готовому
продукту, а также методы определения качества сухих
смесей и их состава.
В настоящее время предприятия, вырабатывающие
мороженое, пользуются для упаковки продукта
различными видами тары. Применяются деревянные
изотермические контейнеры нескольких типоразмеров,
вмещающие от 15 до 30 кг мороженого (при этом
пустой контейнер весит до 16 кг), картонные ящики 50
типоразмеров емкостью от 4 до 12 кг, металлические
гильзы емкостью 8—10 кг и др.
Стандарт на ящики из гофрированного картона
содержит 13 типоразмеров ящиков унифицированных
размеров для всего ассортимента фасованного и
весового мороженого. В настоящее время стандарт
находится на утверждении.
Внедрение унифицированных стандартных ящикоз
позволит в 4 раза сократить число типоразмеров тары,
находящейся в обороте, получить значительную
экономию тарного картона B8 кг на 1 т мороженого), мак-
Стандартизация в производстве мороженого
7

симально использовать емкости транспортных средств
и складских помещений, механизировать и
автоматизировать производство тары, осуществить комплексную
механизацию погрузочно-разгрузочных работ и
складских операций, сократить число типоразмеров
расфасовочного оборудования, использовать ящики не
только для мороженого различных видов, но также и для
В Советском Союзе производство малых
холодильных машин для предприятий торговли и
общественного питания развивается быстрыми темпами. Выпуск
холодильных агрегатов холодопроизводительностью до
1500 ккал/ч в 1950 г. составил около 1000 шт., в
1960 г. — около 45000 шт., а в 1970 г. превысит
200000 шт.
Развитие этой отрасли отечественного холодильного
машиностроения в большой мере определяется
государственными стандартами.
Стандарты на малые холодильные машины,
основанные на изучении и обобщении опыта передовых
отечественных и зарубежных заводов холодильного
машиностроения всегда имели опережающий
характер: они предписывали внедрение новых, более
прогрессивных типов холодильных компрессоров и
агрегатов.
Первые отечественные стандарты на холодильное
оборудование: ГОСТ 6492—53 «Компрессоры
поршневые холодильные. Типы и основные параметры» и
ГОСТ 7475—55 «Компрессоры поршневые
холодильные. Технические условия», утвержденные в 1953 и
1955 гг., распространялись также на малые
холодильные компрессоры. В эти годы основными
компрессорами торгового типа были аммиачные компрессоры
номинальной холодопроизводительностью 8000 ккал/ч,
которые применялись в установках с рассольным
охлаждением. -Однако ГОСТ 6492—53 правильно
ориентировал отечественную промышленность на освоение
малых машин от 350 ккал/ч и более, работающих на
фреоне-12. Предусматривалось изготовление открытых
компрессоров со скоростью вращения от 470 до
850 об/мин. Допустимая разность давлений на поршень
была установлена равной 8 кгс/см2.
В 1959 г. Харьковский завод холодильных машин
выпустил первую партию фреоновых герметичных
компрессоров (с синхронной скоростью вращения
1500 об/мин) для торгового холодильного
оборудования. В 1961 г. были утверждены разработанные ВНИХИ
ГОСТ 9666—61 «Компрессоры поршневые герметичные
фреоновые малой холодопроизводительности.
Основные параметры» и ГОСТ 9834—61 «Агрегаты
холодильные герметичные фреоновые малой холодопроизводи-
тельности. Типы и основные параметры».
Технические требования к компрессорам были
значительно повышены. Это нашло отражение в ГОСТ
10612—63 «Компрессоры поршневые герметичные
малой холодопроизводительности. Технические
требования».
В связи с ростом потребностей народного
хозяйства в различных типах торгового холодильного
оборудования в ГОСТ 9666—61 и 9834—61 было
предусмотрено значительное расширение области работы
(диапазон температур кипения) и номенклатуры малых
холодильных машин по сравнению с ГОСТ 6492—53.
Для основного типа малых агрегатов — с
воздушным охлаждением конденсатора — максимальная раз-
продовольственных и прочих товаров народного
потребления широкой номенклатуры.
Экономический эффект от внедрения стандарта
составит в среднем 3 руб. 41 коп. на 1 т мороженого.
Канд. техн. наук Ю. А. ОЛЕНЕВ, Р. М. КАЗАКОВА.
Н. Д. ЗУБОВА — ВНИХИ
ность давлений увеличена в 2 с лишним раза по
сравнению с этой величиной по ГОСТ 6492—53.
Номенклатура компрессоров и агрегатов была
установлена в соответствии с ГОСТ 8032—66
«Предпочтительные числа и ряды предпочтительных чисел».
Часовой объем, описанный поршнями, был принят по
десятому ряду предпочтительных чисел.
В дальнейшем аналогичная градация была
предусмотрена в стандартах НРБ и ГДР. Но так как
потребительские качества характеризует не часовой
объем, а холодопроизводительность компрессора, то в
ГОСТ 9666—61, как и в других стандартах СССР,
приведены значения номинальной
холодопроизводительности. Это гарантирует потребителя от поставки
компрессоров с заниженным коэффициентом подачи.
Была расширена номенклатура показателей
качества — впервые для холодильных машин общего
назначения были установлены нормы шума и вибраций.
Большое значение имело включение в стандарты
требований к одному из важнейших узлов
герметичного компрессора — встроенному электродвигателю.
От к.п.д. встроенного электродвигателя зависят не
только энергетические показатели, но также
надежность и долговечность компрессора, так как при
высоких к.п.д. понижается температурный уровень гер^
метичного компрессора.
В отличие от обычных электродвигателей малой
мощности встроенные электродвигатели герметичных
компрессоров работают круглый год, включаясь днем
и ночью. Ресурс компрессора в несколько раз
больше расчетного ресурса электродвигателей общего
назначения. Кроме того, стоимость ремонта герметичных
компрессоров, вызванного выходом из строя
электродвигателя, обычно во много раз превышает стоимость
последнего. По этим причинам требования к
двигателю были существенно повышены по сравнению с
принятыми для двигателей общего назначения.
Показатели надежности и долговечности были
включены в разработанный ВНИХИ ГОСТ 13369—67
«Агрегаты холодильные герметичные фреоновые
малой холодопроизводительности. Технические
требования».
Установлено, что интенсивность отказов,
требующих вскрытия компрессора, у среднетемпературных
агрегатов холодопроизводительностью от 220 до
1100 ккал/ч составляет не более 4% в год, а срок
службы — не менее 10 лет.
В настоящее время в соответствии с
государственным планом стандартизации ВНИХИ разработал
проект стандарта на фреоновые герметичные
компрессоры с учетом повышения их технического уровня в
последние годы. Проект основан на результатах научно-
исследовательской и проектно-конструкторской
работы, выполненной ВНИХИ, Харьковским
опытно-конструкторским бюро холодильных машин, харьковским
и рижским заводами холодильных машин.
Скорость вращения компрессоров увеличивается до
3000 об/мин, соответственно масса снижается на 20—
Стандартизация малых холодильных машин
S

25%. Диапазон номинальных холодопроизводительно-
стей высокотемпературных компрессоров повышается
до 9000 ккал/ч.
В низкотемпературных машинах предусматривается
применение нового холодильного агента — фрео-
на-502.
Учтена возможность повышения температуры в
машинных отделениях холодильных агрегатов на 5 С и
соответственно температуры конденсации до 55°С,
поэтому разность давления конденсации и кипения
доведена до 21 кгс/см2.
Показатели надежности приняты столь же
высокими, как в ГОСТ 13369—67, общий ресурс
компрессоров равен 50000 ч.
Энергетические показатели малых машин
непрерывно улучшаются. По ГОСТ 6492—53 эффективная
удельная холодопроизводительность фреоновых
компрессоров 1700—2100 ккал/(квт-ч), чему соответствовала
электрическая удельная холодопроизводительность Кэ
около 1200—1600 ккал/(квт • ч).
Показатели ГОСТ 9666—61 обеспечивают для
герметичных компрессоров с однофазным двигателем такое
же значение Кэ, как и у лучших зарубежных
образцов, а с трехфазным — на 15—20% выше. Эти
результаты были достигнуты благодаря большой работе
заводов, конструкторских бюро и научно-исследовательских
институтов.
Дальнейшая работа показала целесообразность
создания специальных встроенных однофазных
электродвигателей с к. п. д., практически равным к. п. д.
трехфазных электродвигателей для герметичных
компрессоров. Это условие было принято для герметичных
компрессоров со скоростью вращения 3000 об/мин.
В настоящее время энергетические показатели
отечественных герметичных компрессоров и агрегатов
являются лучшими в мире.
Точность испытаний малых холодильных
компрессоров и агрегатов ранее была значительно ниже
точности испытаний компрессоров большой холодопроизво-
дительности. Действовавшими в СССР правилами
Научно-технического общества холодильщиков
допускались отклонения холрдопроизводительности от
расчетной для компрессоров холодопроизводительностью
более 30000 ккал/ч — до 5%, а менее 3000 ккал/ч — до
15%.
Без повышения точности измерения нельзя было
получить надежные и сопоставимые результаты
испытаний, а значит — повысить качество малых компрессоров
и агрегатов.
В 1963 г. был утвержден разработанный ВНИХИ
ГОСТ 10613—63 «Компрессоры поршневые
герметичные фреоновые малой холодопроизводительности.
Методы испытаний», а в 1967 г.—ГОСТ 13370—67 «Агрегаты
холодильные герметичные фреоновые малой
холодопроизводительности. Методы испытаний».
Предусмотрено измерение
холодопроизводительности компрессора двумя независимыми способами при
помощи калориметра с вторичным холодильным
агентом и конденсатора с водяным охлаждением.
Отклонение каждой из этих величин от средней не должно
превышать 3%, обычно же составляет 1—2%.
Установлена методика контроля встроенных
электродвигателей, акустических испытаний герметичных
компрессоров и агрегатов, имеющих очень низкий уровень
шума и вибраций, методика испытаний малых
холодильных компрессоров на износоустойчивость,
предварительного определения надежности новых герметичных
компрессоров и агрегатов, испытания автоматической
защиты.
Внедрение новых стандартов будет способствовать
дальнейшему повышению технического уровня
отечественных малых холодильных машин.
Канд. техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
ВНИХИ
Компрессорно - конденсаторный
агрегат МАКБ 12X2.
Холодопроизводительность 24 000 ккал/ч.
I Предназначен для судовых
холодильных установок.
2 Зак. 2896
9

Автоматическое регулирование производительности холодильных машин
А. В. БЫКОВ, В. С. ЩЕРБАКОВ, И. А. ГРУЗИНЦЕВ
ВНИИхолодмаш
Ю. Б. ГРАБОВСКИЙ, В. И. АКИМОВ
Читинский машиностроительный завод
629.002.5-52
При комплексной автоматизации
холодильных установок решающее значение имеет
автоматическое регулирование
производительности холодильных машин.
Система автоматического регулирования хо-
лодопроизводительности установки
обеспечивает:
— необходимую точность поддержания
заданного параметра (например, для
осуществления технологического процесса в химической
и нефтеперерабатывающей
промышленности [1]);
— возможность отказа от промежуточных
аккумуляторов холода (баков) и
циркуляционных насосов, что существенно упрощает
технологическую схему (например, позволяет
применять в установках для
кондиционирования воздуха системы с непосредственным
охлаждением);
— снижение пускового момента
электродвигателя при использовании системы
регулирования производительности для разгрузки при
пуске компрессора;
— значительный технико-экономический
эффект за счет сокращения эксплуатационных
расходов на электроэнергию, воду и т. д.
В настоящее время для регулирования
производительности холодильных компрессоров
применяются различные методы:
автоматическое включение и отключение
электродвигателя компрессора; дросселирование газа на
стороне всасывания; перепуск газа со стороны
нагнетания на линию всасывания (байпасирова-
ние); плавное изменение числа оборотов
электродвигателя; переключение скорости
вращения электродвигателя; отжим пластин
всасывающих клапанов. Каждый из этих методов
имеет достоинства и недостатки и область
преимущественного применения.
Одним из перспективных методов является
регулирование производительности
компрессоров отжимом пластин всасывающих клапанов.
Этот вид регулирования может
осуществляться с помощью гидро-, пневмо- и
электромагнитного приводов. При отжиме пластин
всасывающего клапана во время нагнетания газ
через открытый клапан поступает обратно во
всасывающую полость компрессора. Гидро- и
пневмоотжим пластин всасывающих клапанов
в настоящее время широко применяется за
рубежом. Однако в силу инерционности гидро- и
пневмопривода практически невозможно
плавное регулирование производительности. Кроме
того, значительно усложняется конструкция
компрессора ,и из-за применения механических
толкателей снижается надежность клапанной
группы.
Разработанная ВНИИхолодмашем система
регулирования производительности фреоновых
компрессоров электромагнитным отжимом
пластин всасывающих клапанов позволяет
осуществить наряду со ступенчатым
(отключением отдельных цилиндров) плавное
регулирование [2, 3]. При этом требуются
минимальные изменения в конструкции
компрессоров.
В разработке и испытании этой системы
регулирования производительности принимали
участие также ВНИИэлектропривод,
Читинский машиностроительный и Ангарский
электромеханический заводы. Испытания
проводили на компрессорах средней холодопроизводи-
тельности с ходом поршня 70 мм.
В настоящее время Читинский
машиностроительный завод приступил к освоению
серийного производства холодильных машин типа
ХМ-ФУУ80-1РЭ, работающих на фреоне-12, с
автоматическим регулированием холодопроиз-
водительности посредством электромагнитного
отжима пластин всасывающих клапанов
[3, 4]. В дальнейшем на заводе
предполагается освоить производство еще нескольких
модификаций холодильных машин с данной
системой регулирования.
В связи с этим представляют интерес
результаты испытаний головного образца указанной
холодильной машины в комплексе с
унифицированной системой автоматического
управления.
На рис. 1 показана автоматизированная
холодильная машина ХМ-ФУУ80-1РЭ.
Машина состоит из компрессорно-конденса-
торного и испарительно-регулирующего
агрегатов и системы управления.
10

Рис. 1. Холодильная машина ХМ-ФУУ80-1РЭ.
Компрессорно-конденсаторный
агрегат АК-ФУУ80-1РЭ
компрессор ФУУ80-1РЭ
число оборотов в минуту . . 1440
число цилиндров 8
диаметр цилиндров , мм . . . 101,8
ход поршня, мм 70
электродвигатель АОП2-82-4
мощность, кет 55
конденсатор КТР-50Б
(КТРО-50А), ко-
жухотрубный,
ребристый
• Испарительно-регулирующий
агрегат АИР-200РЭ
испаритель . ИТР-70Б,
горизонтальный, кожухо-
трубный,
ребристый
Система управления
шкаф управления ШИЕ 5800-23А2Б
блок регулирования ШИЕ 8800-00АЗ
пост сигнализации ...... ШИЕ 8400-00А2
Высота подъема пластины всасывающего
клапана 2,8—3,0 мм; потребляемая мощность
катушки электромагнита при напряжении 24"в
постоянного тока составляет 50 ат.
Унифицированная схема автоматического
управления предусматривает управление
холодильными машинами как без
регулирования, так и с регулированием
производительности. Во втором случае шкаф управления
комплектуется дополнительным блоком
регулирования.
На рис. 2 представлена принципиальная
схема автоматизации холодильной машины
ХМ-ФУУ80-1РЭ.
2*
Система автоматического управления
предусматривает работу машины в следующих
режимах: местном, полуавтоматическом и
автоматическом.
Режим местного управления является пуско-
наладочным. Система автоматической
защиты, блокировок и аварийной сигнализации
при этом отключена. Пуск, остановка машины
и изменение ее холодопроизводителыюсти
осуществляются оператором с помощью
соответствующих кнопок и переключателей на
шкафу управления. Показания приборов
должны контролироваться. Не допускается
аварийных отклонений технологических параметров.
При полуавтоматическом режиме
управления работают все приборы автоматической
защиты, система блокировок и автоматической
сигнализации. При срабатывании любого
вида защиты пуск машины возможен только
после устранения причины, вызвавшей
аварийное состояние. Регулирование холодопро-
изводительности осуществляется вручную.
В режиме местного и полуавтоматического
управления пуск машины может
производиться в разгруженном состоянии (при 25%
производительности), для чего оператором перед
пуском машины подается намагничивающее
напряжение на катушки электромагнитов.
Режим автоматического управления
является основным. Пуск, остановка машины и
регулирование холодопроизводительности
осуществляются по температуре теплоносителя,
выходящего из испарителя, регулятором
температуры РПИБ-С, датчик которого (термометр
сопротивления ТСМ-Хгр.23) устанавливается
на рассольном трубопроводе.
Для надежной работы машины в схему
автоматизации включены следующие виды
защит: от повышения давления нагнетания
сверх нормы и понижения давления
всасывания ниже допустимого (двухсильфонным реле
давления РД-3-02); от нарушения режима
смазки компрессора (реле контроля шазки
РКС-1-01); от понижения температуры
теплоносителя ниже допустимой (термореле ТР-1).
Защита электродвигателя от перегрузки
обеспечивается тепловым реле, встроенным в
магнитный пускатель, а защита силовых
электрических цепей от короткого замыкания и
перегрузки — автоматом с комбинированным
расцепителем. Блокировка с рассольным
насосом защищает машину от прекращения
подачи теплоносителя в испаритель. Для
быстрого определения и устранения
неисправностей имеется аварийная сигнализация с
расшифровкой и запоминанием причины,
вызвавшей аварийное отключение.
и

•плодные оОозмчени*
* - PQCCM
-Л - Фреон жиднии
-32 - Щео* газообразный
Ж]
|МП| (а) (и
at
в в @®@ в
i
4
5fl
^11
Рис. 2. Принципиальная схема автоматизации холодильной машины ХМ-ФУУ80-1РЭ:
/ — рассольный насос; // — конденсатор КТР-80; /// — компрессор ФУУ80-1РЭ; IV — ресивер РЛФ-0,16;
V — фильтр-осушитель ОФФ-40; VI — испаритель ИТР-70Б; VII, VIII — теплообменники ТФ-80; /а—
1е — управление электромагнитными клапанами; 2 —смазка компрессора; 3 ~ управление
компрессором- 4 — измерение давлений нагнетания и всасывания; 5, 6 — подача фреона в испаритель; 7,8 —
регулирование подачи фреона в испаритель; 9 — измерение температуры теплоносителя; 10 —
автоматическое регулирование холодопроизводительности по температуре теплоносителя; // — управление
рассольным насосом.
Схемой предусмотрено астатическое
ступенчатое регулирование температуры
теплоносителя. При повышении температуры
теплоносителя сверх установленной регулятор
производит ступенчатое, через установленный
интервал времени, увеличение
производительности компрессора. При понижении
температуры ниже заданной уменьшение
производительности происходит через тот же интервал
времени. Системой регулирования
осуществляется попарное отключение цилиндров
компрессора, позволяющее получать значения
холодопроизводительности 100%, 75%, 50%
и 25% от номинальной. Переключение
ступеней регулирования производится до тех пор,
пока нагрузка на испаритель не сбалансирует-
ся с холодопроизводительностью машины, т. е.
температура теплоносителя не окажется в
заданном диапазоне, который определяется
зоной нечувствительности регулятора.
Интервалы времени переключения ступеней
выбираются в соответствии с динамическими
характеристиками объекта.
При значительном снижении тепловой
нагрузки (ниже 25% от номинальной) машина
автоматически отключается, повторный
автоматический пуск ее осуществляется в
разгруженном состоянии. Однако схемой
предусмотрена возможность работы машины при
нагрузке ниже 25% от номинальной без ее
отключения.
Минимальная производительность машины
определяется по допустимому перегреву
паров фреона при отжиме клапанов и составляет
25% от номинальной (из восьми цилиндров
работают два).
Для улучшения питания испарителя
хладагентом при холодопроизводительности 50 и
12

25% автоматически отключается один из двух
терморегулирующих вентилей.
Испытания холодильной машины
ХМ-ФУУ80-1РЭ проводились на стенде
Читинского машиностроительного завода. В
процессе испытаний были определены
теплотехнические и энергетические характеристики
холодильной машины, компрессорно-конденсатор-
ного агрегата и компрессора.
В таблице сравниваются основные
параметры компрессора ФУУ80-1 без регулирования
и компрессора ФУУ80-1РЭ с регулированием
производительности.
Параметры
Холодопроизводитель-
ность Qq, ккал\я . . .
Эффективная мощность
Удельная холодопроиз-
водительность Ket
ФУУ80-1
н
о *
84000
35,0
2400
175000
47,0
3730
ФУУ80-1РЭ
О?
it
95000
32,6
2920
-и 1
О©
о 
190000
46,7
4070
На рис. 3 представлена зависимость холодо-
производительности Q0 машин ХМ-ФУУ80-1 и
ХМ-ФУУ80-1РЭ и потребляемой
электродвигателями компрессоров мощности N3 при
полной нагрузке от температуры теплоносителя
на выходе из испарителя ts2 при двух
значениях температуры воды на входе в конденсатор
tw\ = 22 С и tw\ =28 С.
При испытаниях установлено, что холодо-
производительность на всех режимах работы
машины, агрегата и компрессора с
регулированием производительности выше указанной в
технических условиях на машину, не
имеющую регулирования. При этом повышение
удельной холодопроизводительности Ке
регулируемой машины по сравнению с машинами
обычного исполнения составило в среднем
10—30% в зависимости от теплового режима.
Улучшение теплотехнических и энергетических
параметров компрессора обусловлено
увеличенной высотой подъема всасывающей
пластины электромагнитного клапана с целью
снижения скорости газа при отжатых клапанах.
Для повышения надежности и
долговечности пластин всасывающих клапанов при такой
B,8—3,0 мм) высоте подъема была увеличена
площадь посадки на седло [4].
На рис. 4 приведен график зависимости
холодопроизводительности Q0 и эффективной
потребляемой мощности А^ компрессорно-кон-
9о.
<\пал/ч
WOOOO
1ШОО
voooo
(ООООО
80000
60000
иоооо
50
35
30
?5
j tm =Z^?V^
/^
ti/v1 *\
z^y
y?(j/
ti
г?°с^
/a
у \
J/\
/rs]
>; i i
*,*гдос
k/
| ^tw1*Z8°C
L I
I
~г5 -ZO -15
-m
¦5
** h?' °?
Рис. 3. Зависимость холодопроизводительности Qo
холодильной машины и потребляемой
электродвигателем компрессора мощности Nd при полной
нагрузке от температуры теплоносителя на выходе из
испарителя ts2 при степени регулирования 100%:
; — ХМ-ФУУ80-1; 2 — ХМ-ФУУ80-1РЭ.
денсаторного агрегата от числа работающих
цилиндров (степени регулирования). Как
видно из графика, падение потребляемой
мощности с уменьшением числа работающих
ступеней происходит менее интенсивно, чем
уменьшение холодопроизводительности, что
объясняется термодинамическими и
механическими потерями в компрессоре.
На рис. 5 сравниваются три способа
регулирования производительности компрессора.
Регулирование электромагнитным отжимом
всасывающих клапанов по энергетическим
показателям выгоднее, чем дросселированием
газа на стороне всасывания или перепуском
фреона со стороны нагнетания на сторону
всасывания.
Испытания машины при автоматическом
управлении и регулировании
производительности по температуре теплоносителя,
выходящего из испарителя, проводились на тепловых
режимах: *в2=8°С, *wi=28°C; ta2=—10°С, twl =
= 22°С; Л2 = —20°С, twl = 22°C [5].
13

25 50 75 WO
Степень регулирования производитель
поста %
Рис. 4. Зависимость холодопроизводи-
тельности Q0 и эффективной
мощности Ne компрессорно-конденсаторного
агрегата АК-ФУУ80-1РЭ от степени
регулирования производительности:
/ — ^о==5°С, /ю1 = 28°С; 2 — /0 =
=—15°С, ^! = 22°С.
При выводе на каждый из указанных
режимов регулятор температуры РПИБ-С
настраивался на соответствующую температуру
рассола (воды). Нагрузка на машину
регулировалась изменением соотношения подачи
холодного и теплого теплоносителя в испаритель.
90
80
60
50
>
с
f 1
г
/\j
25 50 75 100
Степень регулирования производительности,0,.
Рис. 5. Зависимость удельной холодопроиз
водительности Ке компрессоров от степени
регулирования производительности (/0=0°С,
/К=40°С):
/ — ФУУ80-1РЭ, электромагнитный отжим;
2 —•. ФУУ80, дросселирование газа на
всасывании (расчетные значения); 3 — ФУУ80,
байпасирование.
Интервалы времени при переключении
ступеней регулирования были определены
экспериментально и для стенда, на котором
проводились испытания, составляли 5—7 мин
(оптимальная величина).
Регулируемые параметры поддерживались
для первого из указанных режимов с
точностью ±0,5ч-±2,0°С, для остальных ±0,4-т-
±0,75°С.
На рис. 6 представлены графики изменения
температуры теплоносителя, выходящего из
испарителя, числа работающих ступеней
компрессора и нагрузки на испаритель при
установленной зоне нечувствительности
регулятора температуры Д?=±0,25°С и
интервале времени переключения ступеней ре-
-ю
-12
^ЖИ^^ LLyl^vKp^l^^
s я-s
?lt вт.
/00
^ so
* GO
\ ио
? о
шш$,
11 >тшвштттшш
1
t
-1-
?0 W 60 SO ЮО 120 W ЮО 180 200 220 240 260 280 300 320 3U0 ЗбО^миь
Рис. 6. Зависимость температуры теплоносителя на выходе из испарителя /«2, числа работающих ступеней
компрессора и нагрузки на испаритель от времени т в режиме ts2=—10°С, twi=22°C.
14

гулирования т = 6 мин (ts2 = — 10°С, fw\ =
=22°С).
За все время испытаний машины при
автоматическом управлении на всех ступенях
изменения производительности система смазки
компрессора и система питания испарителя
хладагентом работали удовлетворительно. В
картере компрессора поддерживался
заданный уровень масла.
Выводы
Испытания холодильной машины
ХМ-ФУУ80-1РЭ, работающей на фреоне-12
с автоматическим регулированием
производительности методом электромагнитного отжима
пластин всасывающих клапанов выявили
высокую эффективность такого способа
регулирования.
Результаты испытаний показали, что
система обеспечивает:
надежное и устойчивое автоматическое
регулирование холодопроизводительности в
пределах от 25 до 100% во всем диапазоне
рабочих температур кипения (—30-т-+10°С);
заданную точность поддержания
регулируемого параметра; ч '
В холодильных турбокомпрессорах
конструкции ВНИИхолодмаша широко
применяется регулирование производительности
методом закрутки потока на входе в
центробежную ступень с помощью лопаточных входных
направляющих аппаратов ВНА (ри:. 1).
На ВНА через электрический или
пневматический исполнительный механизм воздействует
автоматическая система регулирования,
поддерживающая постоянными температуру
выходящего теплоносителя либо давление
всасывания холодильного агента независимо от
колебаний тепловой нагрузки. Такими
устройствами оснащены все выпускаемые фреоновые
холодильные турбомашины. В пропановых и
вновь осваиваемых аммиачных машинах так-
высокие энергетические показатели
холодильной машины.
Система регулирования посредством
электромагнитного отжима пластин всасывающих
клапанов может быть применена в
компрессорах нового унифицированного ряда средней
и большой производительности, также при
работе на фреонах-22 и 502.
ЛИТЕРАТУРА
1. Павлов Р. В. Холодильное оборудование для
химической, нефтехимической и
нефтеперерабатывающей промышленности. «Химическое и нефтяное
машиностроение», 1967, № 8.
2. Быков А. В., К а л н и н ь И. М. Новые
конструкции компрессоров для холодильных машин.
«Химическое и нефтяное машиностроение», 1967, № 8.
3. Щербаков В. С. Автоматизация холодильного
оборудования. «Химическое и нефтяное
машиностроение», 1967, № 8.
4. Щербаков В. С. Автоматическое регулирование
холодопроизводительности фреоновых компрессоров.
«Холодильная техника», 1968, № 3.
5. Результаты испытаний головного образца
холодильной машины ХМ-ФУУ80-1РЭ с автоматическим
регулированием холодопроизводительности. Отчет
ВНИИхолодмаша, 1968.
621.57
же предусмотрены ВНА для регулирования
отдельных секций турбокомпрессоров.
Целью статьи является рассмотрение
основных процессов, характерных для данного
способа изменения
холодопроизводительности, а также достигаемой эффективности
регулирования.
Метод регулирования путем закрутки
потока основан на изменении напорной
характеристики центробежной ступени, что вытекает из
уравнения Эйлера для теоретического
напора h:
h = — (u2cU2 — u1cul)i A)
15
О регулировании производительности холодильных турбокомпрессоров
с помощью входных направляющих аппаратов
Канд. техн. наук И. М. КАЛНИНЬ
ВНИИхолодмаш

где и2 и и\ — окружные скорости на
наружном D2 и входном D\
диаметрах рабочего колеса;
си2 и си\ — тангенциальные составляющие
абсолютной скорости потока в
этих же сечениях колеса.
Второй член уравнения A), определяющий
изменение теоретического напора при
закрутке, зависит от величины составляющей си\,
которая, в свою очередь, пропорциональна
тангенсу угла X отклонения потока от
радиального направления. При положительном
значении X (отклонение в направлении вращения
колеса) напор снижается, при отрицательном
(против вращения) — возрастает. В
основном интерес представляет закрутка с
положительным углом Я. Экспериментально
установлено [1, 2], что при неизменном расходе через
выходное сечение колеса, т. е. при
коэффициенте расхода срг2= -^- = idem (cr2 — рас-
щ
ходная составляющая абсолютной скорости),
закрутка не оказывает влияния на
кинематику потока при выходе из колеса. Вытекающая
отсюда независимость от положения лопаток
CU2
и2
в основ-
ВНА коэффициента
ном определяющего коэффициенты
затраченной работы в центробежной ступени Ф=/(?г2)
и колесе фСт.к=/(сРг2) без закрутки [3, 4],
позволяет вычислить эти коэффициенты при
наличии закрутки (Х>0°) вычитанием из ty и
^ст.к (при А, = 0°) величины tiicui=&tyx ,
изменяющей теоретический напор при закрутке.
Последняя может быть выражена в
зависимости от коэффициента расхода для выходного
сечения колеса [4]:
Дфх = :
D,
Fi
tglky
B)
где F2 и Fi
проходные сечения на выходе
из колеса и входе на лопатки;
к
V2W
Щи
- коэффициент изменения
удельного объема пара в колесе.
Неизменность треугольника скоростей на
выходе из колеса как при закрутке, так и без
нее ((pr2 = idem) обусловливает постоянство
гидравлических потерь в неподвижных
элементах ступени после колеса. Потери в колесе при
этом не остаются постоянными, так как
треугольник скоростей на входе существенно
меняется при закрутке. Относительная скорость
wx на входе в колесо уменьшается, что
способствует снижению потерь, однако угол атаки
при входе на лопатки возрастает и это
повышает потери. Если допустить, что
результирующие изменения гидравлических потерь в
Рис. 1. Входные устройства и входные
направляющие аппараты (ВНА):
а — общий вид ВНА; б — ВНА
после всасывающей камеры; в — ВНА
после осевого патрубка; г — схема
прохождения потока через ВНА; с0—
осевая скорость в горле ВНА и во
входном окне колеса; а\ — окружная
скорость на входном диаметре
рабочего колеса; а — угол установки
лопаток ВНА; Л — угол отклонения
потока от радиального направления.
'CosX
t6

колесе малы, то и коэффициенты напора для
ступени и колеса г|), 1|)Ст.к=/(фг2) при закрутке
могут быть найдены только лишь вычитанием
соответствующей величины Афх из величин
этих коэффициентов без закрутки. Таким
образом могут быть определены приближенные
характеристики ступени для каждого из углов Я,
если известны ее характеристики при Я=0°.
Так, коэффициент напора ступени
фх = А 2 - В2 срг2 - Сх ср22 - Цх, C)
где Л2, 52, С{ — постоянные величины,
найденные из эксперимента [4].
Для одного и того же угла X величина kV2k
в уравнении B) изменяется*в зависимости от
фг2, так как
kv2k '¦
vTi^™'
= [(^-1)Фст.кЛ12а2+1]
где k — показатель адиабаты;
Ми2 — число М по окружной скорости;
_ Фст.к
D)
*П
ст.к >_
Значения kV2k для различных величин срг2
могут быть рассчитаны методом
последовательных приближений либо решены по
трансцендентному уравнению, включающему все
взаимосвязанные величины, с помощью ЭВМ [5].
Назовем влияние Афх чистой закруткой.
При закрутке потока политропический к. п. д.
ступени снижается, так как
^по
±>=t"~A^
j ф-д<к :71полХ' E)
Однако надо иметь в виду, что обычно при
снижении производительности с помощью
закрутки потока рабочий режим смещается в
область больших значений r\n0JI в сравнении с
номинальным режимом. В связи с этим в
определенных пределах достигается
регулирование с незначительным изменением к. п. д.
(рис. 2, а).
Близким к реальным условиям для
одноступенчатого холодильного турбокомпрессора
является регулирование производительности при
•ф = const. В этих условиях правомерно
допустить, что коэффициент изменения удельного
объема пара в колесе kV2k [уравнение D)]
также не меняется. Тогда из уравнения C)
можно найти приближенную связь между
углом X отклонения потока от радиального
направления и производительностью при чистой
закрутке:
D2Ft 1
tgX =
D,F2
•[C1cPr2x(V2-l) +
*V2k
где ?г2Х — коэффициент расхода в
рабочей точке (при закрутке);
ном_ — изменение объемной произво-
v= v'
дительности ступени;
Vhom и Vx — объемные производительности
в номинальном режиме и при
закрутке. __
Для заданного значения V требуемый угол X
тем больше, чем больше крутизна напорной
характеристики [уравнение C)], которая
возрастает с увеличением С\ и уменьшением
В2(В2 обычно отрицательная величина).
Крутизна характеристики г|)=/(фг2) различна для
разных зон по фГ2, так как степень влияния
коэффициентов С\ и В2 неодинакова. На рис.2
иллюстрируются некоторые соотношения
чистой закрутки для реальной ступени. Данные
для Х=0° получены из эксперимента, для
Я^0° — расчетным путем.
Кроме чистой закрутки, на регулирование
производительности данным методом
оказывают существенное влияние:
дроссельное действие лопаток ВНА,
меняющееся сложение характеристик
ступеней в многоступенчатом компрессоре
(секции),
изменение средней разности температур в
конденсаторе и испарителе (при
регулировании по температуре теплоносителя).
гчГ1
Y4
О ZO 40 60 80 Л?
+Bt{v-i)h
F)
Рис. 2. Влияние закрутки потока перед колесом
на характеристики центробежной ступени:
а — безразмерные характеристики фреоновой
ступени при различных углах Я (выходной угол
лопаток колеса 45°, Ми2=1,12); б — треугольники
скоростей D^2=idem) на входе в колесо при А,—
=0°, ^=7^=0°; в — изменение объемной
производительности ступени в зависимости от угла закрутки
Мг|) = const); г — треугольники скоростей на
входе в колесо, отвечающие различным объемным
производительностям (я|з=const).
8 Зак. 2896
17

Дроссельное действие ВНА
нецелесообразно отделять от общих дроссельных потерь во
входном устройстве (включающем ВНА) от
всасывающего патрубка до рабочего колеса,
оцениваемых к. п. д. входного устройства
Д/i
в.у
г/в.у '
A/i
ад.в.у
(Г)
Тепловой эквивалент изменения кинетической
энергии во входном устройстве
"¦>=?
cos2X
_^2 =
С* —
^патр '
2^
cos2X
Д (8)
где А — тепловой эквивалент работы;
с0 — осевая скорость в горле ВНА и во
входном окне колеса (проходное
сечение F0)\
?датр — скорость потока во всасывающем
патрубке (проходное сечение Fn3iTV);
\2
B=fl-f-^_Ycos8xl
L V ^патр / J
При
<0,25
патр -
принимается 5 = 1.
патр
Адиабатический перепад
(9)
отвечающий действительному падению
давления во входном устройстве Дрв.у=Ро—Ри тем
больше, чём больше гидравлические потери во
входном устройстве. Процесс расширения пара
в нем (рис. 3, а, линия 0—1) при изображении
на диаграмме состояния рабочего вещества
протекает в секторе между линиями и/ (при
г]в.у=1 по линии s = const).
Обработка по данной методике
экспериментальных данных по двум фреоновым
турбокомпрессорам с осевым патрубком [6] и
всасывающей камерой криволинейной формы [7]
показала, что к. п. д. г)в.у для одного и того же
угла установки лопаток ВНА остается
приблизительно постоянным независимо от
расхода пара (рис. 3, б). Установлено, что угол
закрутки потока X отстает от угла установки
лопаток ВНА а. Разница углов, по-видимому,
является переменной величиной и нарастает с
увеличением угла а. По результатам анализа
экспериментальных данных она
приблизительно составляет в среднем 10°, что и принято
при расчетах г)в.у по формулам G) и (8).
Значение г)в.у при а = 0 характеризует
потери тракта входного устройства. Снижение г)в.у
с ростом а следует в основном относить за
lgpl
l л1е.уг
У
//
%
-#—»-
/О Ро
Рг-
Рг
-*-
0,8
0,6
0,4
0,2
/7
а
2
/
и
j
^vj
рп
40 60 сС,°
б
Рис. 3. Расширение потока во входном
устройстве:
а — процесс расширения в rMg/7-диа-
грамме; б — зависимость к.п.д. входного
устройства от угла установки лопаток
ВНА; 1 — компрессор со всасывающей
камерой; 2 — компрессор с осевым
патрубком.
счет потерь в решетке ВНА. К. п. д. осевого
патрубка закономерно выше, чем
всасывающей камеры сложного профиля, вследствие
этого потери в ВНА оказывают большее
влияние на эффективность входного устройства
осевого патрубка: линия г]в.у=/:(а) снижается
круче. Дроссельное действие ВНА,
оцениваемое т]в.у, снижает требуемый угол закрутки X
по сравнению с чистой закруткой, так как с
понижением давления pi повышаются
требуемый напор и удельный объем на входе в
колесо, обратно пропорционально которому
уменьшается весовая производительность
турбокомпрессора. Согласно рис. 3, а изменение
удельного объема при переходе от давления pv к
Pi происходит по линии / = const. Это
изменение, близкое также к изотермическому, прак-
Ру
тически равно v1==vv • —. Пропорцио-
Р\
нально изменению удельного объема
увеличивается коэффициент расхода срг2 в рабочей
точке по сравнению с чистой закруткой
(рабочая точка смещается вправо по оси
производительности) . Эффективность регулирования
18

при снижении т)в.у ухудшается, так как для
заданного режима при понижении давления
перед колесом возрастает работа сжатия.
Закрутка потока меняет характеристику
ступени, перед которой установлен ВНА, не
оказывая практически влияния на
характеристики ступеней, расположенных после
регулируемой и работающих последовательно с ней.
Поэтому такое регулирование . наиболее
эффективно для одноступенчатого компрессора.
Максимальное число ступеней,
расположенных после регулируемой, при котором еще
достигается удовлетворительная эффективность,
по-видимому, равно двум. При большем числе
ступеней в турбокомпрессоре ВНА
устанавливаются перед секциями, состоящими из двух—
трех ступеней.
Качественное влияние сложения
характеристик может быть показано на примере
совместной работы двух ступеней. Для большего
числа ступеней эти тенденции лишь
усиливаются.
Снижение производительности
турбокомпрессора (двухступенчатого) в заданном и
неизменном режиме по давлениям всасывания и
нагнетания достигается снижением напора
первой (регулируемой) ступени за счет
закрутки потока, сопровождающейся
дроссельным действием ВНА, рассмотренным выше.
Первоначальному напору ступени отвечает
меньший расход, что влечет за собой
уменьшение расхода и на входе во вторую ступень,
характеристика которой не может быть
изменена. Меньшему расходу второй ступени
соответствует больший напор, увеличение
которого должно быть компенсировано
дополнительной закруткой (большим углом X) и
соответствующим снижением напора первой
ступени. Таким образом, эффективность
регулируемой ступени ухудшается. В связи с
уменьшением kv2k при большем угле \ (меньшем
напоре) рабочий режим дополнительно
несколько сдвигается в сторону большего расхода фГ2
(вправо), так как коэффициент расхода на
входе в ступень
ср0 = —, который необ-
ходимо обеспечить, связан с коэффициентом
фГ2 зависимостью
?о:
Г0
V2h У г*
A0)
Выше было показано, что для регулируемой
ступени закрутка тем эффективнее, чем поло-
же характеристика г|)=/(фГ2).
При сложении характеристик
неблагоприятное влияние следующей ступени также
уменьшается, если она имеет пологую
характеристику.
Следует отметить также, что при сложении
характеристик с увеличением X рабочий
режим второй ступени обычно смещается в
зону большего к. п. д.
Смещение рабочих точек на
характеристиках ступеней оказывает влияние и на
параметры цикла холодильной машины. В частности,
перемещение промежуточного давления
между ступенями в зависимости от исходных
условий может привести как к ухудшению, так
и к улучшению эффективности работы
компрессора.
При большем числе ступеней процесс
перераспределения рабочих параметров ступеней
нарастает лавинообразно. В связи с этим для
стабилизации взаимодействия ступеней
представляется целесообразным при
регулировании двух секций компрессора (двумя ВНА)
предусматривать независимое поддержание
постоянного промежуточного давления между
секциями с помощью ВНА второй секции.
Результаты взаимодействия рассмотренных
процессов (чистой закрутки, дроссельного
действия ВНА, сложения характеристик)
показаны на примере регулировочных характеристик
двухступенчатого фреонового
турбокомпрессора (температура кипения 0°С, конденсации
40°С).
Данные, приводимые в таблице, получены
по экспериментальным регулировочным ха-
Параметры
Изменение объемной
производительности
компрессора"^
Холодопроизводительность
Qo-10-6 , ккал\ч
Удельная
холодопроизводительность <70, ккал\кг . . .
Промежуточное
давление p2i kzcjcm2
Холодильный коэффициент е
К. п. д. входного
устройства %.у . .
Давление на входе в первую
ступень ри кгс/см2 . . . .
Удельный объем на входе
в первую ступень vlt мъ\кг
Характеристики первой (I) и
второй (II) ступеней
<Рг21 . . .
<Рг2Н
+1
Фп
^пол Г
"Чпол II * *
kV2kl
kV2kl\
Угол установки лопаток
ВНА ос, град
49
71
1,0
1,8
31,7
6,15
3,34
0,55
2,93
0,062
0,276
0,257
0,456
0,342
0,694
0,6
1,5
1,41
1,23
1,525
33,3
5,25
3,46
0,39
2,8
0,0665
0,26
0,22
0,377
0,436
0,66
0,684
1,4
1,6
1,88
1,02
34,0
4,6
3,09
0,18
2,53
0,0735!
0,21
0,16
0,369
0,547
0,64
0,7
1,3
1,65
з*
19

рактеристикам с применением методики,
изложенной в работе [4].
Как видно из таблицы, при уменьшении Q0
к. п. д. первой ступени снижается, а второй —
за счет значительного сдвига рабочей точки
влево — растет. Холодильный коэффициент
для а = 49° повышается по сравнению с
исходным на 5% за счет увеличения т)ПОл п и q0.
Увеличение удельной холодопроизводительно-
сти q0 является следствием снижения р2.
Напор первой ступени в рабочих точках снижен
за счет закрутки на 22% для а = 49° и на 32%
для а = 7Г.
Давление р\ для режима а = 71° (холодо-
производительнссть Q0 составляет около 55%
от номинальной) отвечает температуре
кипения —4°С. При регулировании методом
дросселирования на всасывании давлению
всасывания отвечала бы температура кипения
— 13°С.
В различных конструкциях холодильных
машин средняя разность температур 6 в теплооб-
менной аппаратуре принимается в пределах от
6 до 10°С при номинальной тепловой
нагрузке. Уменьшение холодопроизводительности
сопровождается сокращением средней разности
температур в конденсаторах и испарителях (в
случае регулирования по температуре
теплоносителя). При этом температура
конденсации снижается, а температура кипения
повышается. Изменение температур в столь
незначительных пределах не оказывает влияния на
коэффициенты теплопередачи в аппаратах.
Однако уменьшение удельной тепловой
нагрузки qF ккал/(м2-ч) снижает их [8].
Поэтому разности температур 9 в испарителях и
конденсаторах сокращаются не
пропорционально снижению холодопроизводительности,
а в несколько меньшей степени. Эти величины
могут быть рассчитаны, если известны
характеристики аппаратов. Изменение температур
конденсации и кипения при регулировании
существенно повышает эффективность работы
компрессора при частичной нагрузке. При
этом может быть достигнута эффективность в
даже большая, чем при полной
холодопроизводительности. Так, для рассмотренного
выше режима фреонового турбокомпрессора
(/о = const, /K = const) при а = 71° и
холодопроизводительности, составляющей 55% от
номинальной, холодильный коэффициент е
снижается на 7,5%. В случае регулирования
этого же компрессора при постоянных
температурах охлаждающей воды для конденсатора
tw\ и выходящего из испарителя
теплоносителя ts2 при той же остаточной
холодопроизводительности холодильный коэффициент е
превышает номинальный на 3%.
Показатели холодильного
турбокомпрессора при регулировании производительности
являются, таким образом, результатом
довольно сложного взаимодействия нескольких
факторов. Вместе с тем для определения
регулировочных характеристик не обязательно
проводить эксперимент с имитацией всех
условий, какие могут возникнуть на практике при
регулировании в различных режимах. Как
вытекает из вышесказанного, для достаточно
достоверного расчета параметров компрессора
при частичной нагрузке необходимо
располагать:
комплектом характеристик ступеней в
безразмерных координатах,
данными о к. п. д. входного устройства при
различных углах установки лопаток ВНА,
характеристиками испарителей и
конденсаторов.
Допущение о неизменности потерь в колесе
при закрутке потока на входе, по-видимому,
не принесет большого ущерба точности
расчета при довольно быстро возрастающих с
увеличением закрутки потерях во входном
устройстве.
Для расчета целесообразно использовать
ЭВМ-
Исследования необходимо сосредоточить на
получении характеристик элементов
(ступеней, входных устройств и др.) с обработкой
результатов в рациональной форме.
Эффективность регулирования с помощью
ВНА может быть повышена:
увеличением к.п.д. входного устройства
путем подбора числа и профиля лопаток ВНА,
обеспечивающих минимальные относительные
депрессии и максимальное сближение углов
потока и установки лопаток;
подбором ступеней с оптимальными
характеристиками для последовательной работы и
обеспечением их использования в
благоприятной зоне коэффициентов расхода;
целесообразным выбором параметра
регулирования при двухсекционном
(многосекционном) регулировании.
ЛИТЕРАТУРА
1. Столярский М. Т. Работа центробежной
компрессорной ступени в условиях закрутки потока при
входе в колесо. «Энергомашиностроение», I960, № 9.
2. Виноградов Б. С, Красильников В. А.
и др. Исследование рабочего процесса и
характеристик центробежных компрессоров. Труды Казанского
авиационного института, вып. 56, I960.
3. К а л н и н ь И. М. Синтез размерных характеристик
холодильных центробежных компрессоров.
«Холодильная техника», 1967. № 9.
20

Калнинь И. М. Характеристики холодильных
центробежных компрессоров. Труды ВНИИхолодма-
ша, вып. 1, 1969.
Разработка и внедрение методов расчета
характеристик холодильных компрессоров на ЭВМ. Отчет
ВНИИхолодмаша по теме 97—69, 1969.
Исследование и отработка совместной работы
входного регулирующего направляющего аппарата
осевого типа и ступеней с осерариальным колесом и выда-
8.
ча рекомендаций по профилированию. Отчет
ВНИИхолодмаша по теме 93—66—7, 1968.
Отчет о промышленных испытаниях холодильной тур-
бокомпрессорной машины ХТМФ-235-2000 II. М.,
ЦКБХМ, 1963.
Б у хт ер Е. 3., Калнинь И. М. и др.
Результаты испытаний холодильных фреоновых турбомашин.
«Холодильная техника», 1965, № 1, 3.
Испытания судовой холодильной установки рефрижератора «Алтай?
Доктор техн. наук, проф. С. Г. ЧУКЛИН, канд. техн. наук Е. С. АВДЕЕВ,
В. И. КАРЕВ, И. К. ШАХРАЙ
Одесский технологический институт пищевой и холодильной промышленности
621.565.59:629.12
Промыслово-производственный
рефрижератор «Алтай» является головным судном новой
серии рефрижераторных судов
рыбопромыслового флота.
Трехпалубное судно «Алтай» (рис. 1)
водоизмещением 6480 т имеет три трюма и пять
твиндеков общей полезной грузовместимостью
2960 мг, предназначенных для хранения
мороженой рыбы при проектных температурах
воздуха —25°С.
На судах этой серии впервые в практике
отечественного судостроения для охлаждения
рефрижераторных помещений применена
панельная система, а в холодильной установке
в качестве ступени низкого давления
использованы компрессоры РАБЗООС с
пластинчатыми роторами. Поэтому комплексные
испытания холодильной установки и охлаждающей
системы представляли несомненный интерес
и позволили получить некоторые важные
эксплуатационные характеристики.
Панельная система предусматривает
неполное экранирование теплоограждающих
поверхностей, т. е. панели установлены только у
бортов, переборок и подволок. Охлаждение
трюмов и твиндеков рассольное. В качестве
холодильного агента применяется аммиак, а
в качестве хладоносителя — водный раствор
хлористого кальция. Основное холодильное
оборудование размещено в рефрижераторном
машинном отделении.
Холодильная установка (рис. 2) работает
по схеме двухступенчатого сжатия с полным
промежуточным охлаждением и поддерживает
три температуры кипения t0 :—45°С для
работы морозильных аппаратов, —40°С для ох-
|111111111|1111|111Т11111|11111111111111|111ф1Щ111фП
*0 165 ЮО 155 150 Ш5 ПО 135 130 125 120 m 110 105 100 95 SO 85 80 75 70 65 60 55 50 kb Ц) 35 30 25 20 15 Ю 5 0
Рис. 1. Промыслово-производственный рефрижератор «Алтай»:
/ — ахтерпик; 2 — твиндек № 3; 3 — трюм № 3; 4 — главный электродвигатель; 5 —
рыбообрабатывающий цех № 5; 6 — жиромучная установка; 7 — цистерна питьевой воды; 8 — рефрижераторное
машинное отделение; 9 — машинно-котельное отделение; 10 — верхний твиндек № 2; 11 — нижний твиндек
№ 2; 12 — трюм № 2; 13 — верхний твиндек № 1; 74 — нижний твиндек № 1; 15 — трюм № 1; 16 —
цистерна дизельного топлива; 17 — фор-пик.
21

х х
hrrrnj [ЕЕп|
x
1
11
10
Рис. 2. Принципиальная схема
холодильной установки:
/ — промежуточный сосуд
0,8СПС; 2 — маслоотделитель
ступени н. д. 100ОМС; 3 —
компрессор ступени н. д.
РАБЗООС; 4 — испаритель
ИСК-55; 5 — диафрагма и
дифманометр для измерения
расхода рассола; 6 —
регулирующая станция; 7 — ресивер
линейный СР-1-3; 8 —
конденсатор КСК-250; 9 —
диафрагма и дифманометр для
измерения расхода охлаждающей
воды; 10 — маслоотделитель
ступени в. д. 100ОМС; 11 —
компрессор ступени в. д. АУ200.
лаждения трюмов и льдогенераторов, 0°С для
работы установки кондиционирования
воздуха.
Судовую холодильную установку
обслуживают аммиачные компрессорные агрегаты
МАК-РАБ300С, состоящие из ротационного
компрессора РАБЗООС (ступень низкого
давления) и поршневого компрессора АУ200
(ступень высокого давления). Проектная холодо-
производительность агрегата составляет
220000/280000 ккал/ч при температуре
кипения —40°С и числе оборотов компрессора
РАБЗООС соответственно 590/730 об/мин. На
судне установлены три агрегата МАК-
РАБ300С, два из которых обслуживают
морозильные аппараты, а третий — систему
охлаждения трюмов и льдогенераторы. Объектом
наблюдений был выбран агрегат,
обслуживающий систему охлаждения трюмов.
Холодильная установка обеспечивает
суточное замораживание 50 т рыбы от температуры
4-20 до —25°С при непрерывной работе
морозильных аппаратов в течение 22 ч, а также
поддержание в рефрижераторных трюмах
температуры воздуха —25°С. Кроме того, холод
расходуется на производство льда,
предварительное охлаждение рыбы-сырца,
кондиционирование воздуха и др.
Комплексные испытания холодильной
установки и охлаждающей системы трюмов были
проведены с апреля по октябрь 1969 г. в Цен-
22
тральной и Юго-Восточной Атлантике в
реальной промысловой обстановке. Испытания
проводились в широком диапазоне тепловых
нагрузок при температурах воздуха от 14 до
34°С, забортной воды от 14 до 30°С и при
различном состоянии моря — крен судна иногда
доходил до 17°, а дифферент — до 6°.
Было проведено 47 опытов: 27 в режиме
загрузки трюмов и 20 в режиме хранения и
транспортировки мороженой рыбы. Все опыты
были сгруппированы по принципу
единообразия температурных режимов и рабочих
параметров холодильной установки.
Температуры измеряли медь-константановы-
ми термопарами и лабораторными
термометрами с точностью 0,2°С, расходы
охлаждающей воды и рассола — нормальными
диафрагмами с дифференциальными манометрами,
мощность компрессоров — амперметром и
вольтметром класса 1,5, число оборотов —
тахометром.
В процессе испытаний были установлены
действительная холодопроизводительность
компрессора РАБЗООС Q0 (брутто) и
потребляемая им мощность (эффективная) Ne
(рис. 3). Холодопроизводительность
определяли по тепловому балансу конденсатора и
испарителя с учетом суммарных тепловых потерь
в окружающую среду от корпусов всех
аппаратов и трубопроводов по соответствующим
режимным параметрам работы холодильной

и i 1 i «л 1 1 1— 1
-50 -US -U6 -UU -42 t0,°C
Рис. З. Зависимость холодопроизвсдитель-
ности Q0 (брутто) и эффективной
потребляемой мощности Ne компрессора РАБЗООС
от температуры кипения to и температуры
в промежуточном сосуде /Пр:
/ — паспортные данные; 2 — опытные
данные.
установки, эффективную мощность
компрессора — обычным путем по величине загрузки
электродвигателя компрессора.
Как видно из рис. 3, действительная холодо-
производительность компрессора составляет
70—77% от паспортной. При этом
потребляемая мощность компрессора приблизительно
соответствует номинальной, а удельная
эффективная холодопроизводительность Ке
составляет от 1700 до 2070 ккал/(кет•ч). Основной
причиной снижения холодопроизводительности
компрессора РАБЗООС можно считать
перетекание паров агента из нагнетательной полости
во всасывающую из-за подрезки асботекстоли-
товых пластин в первоначальный период
эксплуатации (в результате они стали на 1,1 —
1,5 мм короче ротора) и их неравномерного
износа. Подрезка была вызвана повышенным
нагревом торцевых крышек цилиндра из-за
того, что длина пластин была на 0,6—1,0 мм
больше длины ротора. Проведенная ревизия
ротационного компрессора после 2160 ч
работы выявила износ пластин по ширине на 0,3—
2,4 мм и седловидность выработки по длине
пластины с уменьшением ширины в средней
части на 0,2—0,4 мм.
Однако работа компрессора даже с
пониженной холодопроизводительностью
обеспечивала нормальные эксплуатационные режимы
в рефрижераторных помещениях.
Коэффициент рабочего времени агрегата при работе на
малых числах оборотов (/г=590 об/мин) в
среднем за период испытаний равнялся 65,6%.
В целом работа ротационных компрессоров
была устойчивой и надежной. При всех
условиях эксплуатации температура нагнетания не
превышала 120—125°С.
Смазка трущихся частей компрессора
осуществлялась в основном маслом марки ХА-30,
а в течение последних 50 суток — маслом
ХА-23. Среднечасовой расход масла на
компрессор РАБЗООС составлял 230—290 г/ч при
проектном расходе 300 г/ч (п = 590 об/мин)
и 280—340 г/ч при проектном расходе 350 г/ч
(п = 730 об/мин).
В процессе длительной эксплуатации в
условиях умеренных и тропических широт
средняя температура воздуха во всех
рефрижераторных помещениях с панельной системой
охлаждения была ниже проектной. В
начальный период загрузки, при поступлении в
рефрижераторные трюмы и твиндеки отепленной
после глазировки мороженой рыбы,
температура воздуха была —24ч—26°С, а
температурный перепад между воздухом и рассолом 9—
10°С. По мере домораживания рыбы
температура воздуха понижалась, к концу загрузки
F—8 суток) она составляла —27-4—29°С, а к
концу периода хранения (95 суток) —30—
—32°С. Разность температур между
воздухом и рассолом, составлявшая к концу
загрузки 6—8°С, уменьшилась к концу периода
хранения до 4—4,5°С.
Важными характеристиками
аккумуляторной способности системы охлаждения
является темп охлаждения и отепления трюмов, т. е.
отношение разности начальной и конечной
температур воздуха ко времени охлаждения.
На графиках изображено изменение
температуры воздуха в испытуемых помещениях
после пуска (рис. 4) и остановки (рис. 5)
холодильной установки. Наблюдения за
темпами охлаждения и отепления помещений
проводились при температурах наружного
воздуха 20—23°С и забортной воды 18—21°С. Как
видно из рис. 4 и 5, темпы охлаждения и
отепления помещений с панельной системой
достаточно высоки и составляют соответственно
2,2—2,7 и 0,4—0,6 град/ч. Эти данные
эффективнее аналогичных данных для других
судовых охлаждающих систем в 1,5—2 раза.
Проектные температуры воздуха в трюмах
достигались в течение 12—18 ч.
Междуведомственная комиссия,
принимавшая участие в испытаниях и приемке головного
судна «Алтай», отметила высокие
эксплуатационные показатели и надежность работы
холодильной установки и панельной системы
охлаждения. Комиссия особого отметила
эффективность панельной системы (пониженный
23

t,ac
го
75
JO
5
о
-5
*w
75
-го
¦25
30
1I Гт
I | | | fj^
p; \\J "Л П
12
16
20 %ч
%'\
>6
20
>Xo
^/o
о
;
7
х*^
IP
#
20
2b
?8 t.<
Рис. 5. Темп отепления помещений:
/ — твиндек верхний № 2; 2 — трюм № 2.
Рис. 4. Темп охлаждения помещений:
/ — твиндек верхний № 2; 2 —
трюм № 2.
примерно в 2 раза перепад температур между
воздухом и рассолом, равномерное
распределение температур по объему помещений,
повышение грузовместимости судна на 10%) и
рекомендовала применять ее на других судах с
низкотемпературными режимами в трюмах,
проектируемых и строящихся на
отечественных судостроительных заводах.
Вместе с тем следует добавить, что
оборудование холодильной установки,
обслуживающее охлаждающую систему трюмов, было
запроектировано со значительным запасом
мощности. Однако снижение действительной холЪ-
допроизводительности компрессоров РАБ300С
на 23—30% по сравнению с паспортной свело
этот запас к минимуму. В дальнейшем
необходимо провести дополнительные
исследования с целью повышения действительной холо-
допроизводительности. Кроме того,
необходимо исследовать свойства асботекстолита, из
которого выполнены пластины ротора
компрессора РАБ300С, в условиях
масло-аммиачной среды с целью предотвращения их
набухания.
Низкотемпературная испытательная камера
М. Н. МЕРТЕШОВ, В. Я. ЯНЮКГ В. В. ВАСЮТОВИЧ
Гипрохолод
А. А. УШЕРЕНКО
Московский автомобильный завод им. И. А. Лихачева
621.565.001.4
На Московском автомобильном заводе
им. И. А. Лихачева проводятся исследования
по созданию автомобилей, предназначенных
для районов Севера, и по улучшению
эксплуатационных характеристик серийных
автомобилей, работающих в условиях зимы.
Эти исследования требуют испытания
двигателей, отдельных агрегатов и узлов
автомобилей при отрицательных температурах возду-
24
ха. Ранее такие испытания проводили сезонно
непосредственно на автомобиле без
предварительной отработки и доводки агрегатов и
узлов. Это удлиняло сроки испытаний, повыша^-
ло расходы, снижало научный и технический
уровень исследований и не позволяло получать
сравнимые результаты из-за нестабильности
температур наружного воздуха.
В 1969 г. на заводе была введена в эксплуа-

тацию низкотемпературная камера для
испытания двигателей, агрегатов и узлов
автомобилей, построенная по проекту института Ги-
прохолод. На базе камеры при
экспериментальном цехе завода было создано бюро по
исследованию и доводке автомобильных
агрегатов при отрицательных температурах.
Испытательная камера (рис. 1) вместе с
предкамерой, компрессорным залом, щитовой,
операторской и помещением генераторов раз-
y^ff^ftffHjJgy
рт§Т^1
J
План
Г
мещена в здании лабораторного корпуса.
Внутренние размеры камеры 5470 X 4270 X
X3570 мм, предкамеры 5870X 3050X 3770 мм.
Предкамера предназначена для подготовки
агрегатов к испытаниям и одновременно служит
тепловым шлюзом между камерой и
помещениями лабораторного корпуса.
Дверь камеры распашная одностворчатая,
изолированная, с ручным управлением,
предкамеры — откатная одностворчатая, с
механизированным электрическим приводом
(рис. 2). Размеры дверей 2200X2500 мм. В
полотне каждой из них устроена малая дверь
прислонного типа размерами 600x1900 мм
для прохода обслуживающего персонала. Для
защиты от примерзания предусмотрен
электрообогрев дверной рамы.
Теплоизоляционным материалом
ограждающих конструкций служит пенополистирол
ПСБ-С с укладкой плит на клею и
последующей облицовкой их стеклотканью. Стены
камеры на высоту 1,6 м ограждены
прессованными древесностружечными панелями,
пропитанными полиэфирной смолой. Во избежание
промерзания и пучения грунта под всей
площадью камеры предусмотрен электрообогрев
основания пола с помощью
электронагревательных стержней, заложенных в
железобетонную плиту. В стене камеры, выходящей
в операторскую, устроено смотровое окно
размером 1100X700 мм с пятикратным
остеклением для визуального наблюдения за ходом
испытаний. Для защиты от обмерзания в
пространство между стеклами заложен
поглотитель влаги (силикагель).
Холодильная камера позволяет получать и
автоматически поддерживать любой
температурный режим в пределах от 0 до —55°С. При
этом неравномерность распределения
температур воздуха в различных точках камеры не
превышает ±1°С.
Рис. 1. Испытательная камера:
/ — низкотемпературная камера; // — предкамера; ///—
компрессорный зал; IV — щитовая; V — операторская;
VI — помещение генераторов; VII — подсобное
помещение; I — компрессор ступени низкого давления; 2 —
то же, среднего давления; 3 — то же, высокого
давления; 4 — конденсатор—линейный ресивер; 5 —
маслоотделитель с маслособирателем; 6 — промежуточные
сосуды; 7 — отделитель жидкости; 8 — воздухоохладитель;
9 — электробалансирная машина; 10 — пазовые подмо-
торные плиты; И — индукторный тормоз; 12 — пульт
управления компрессорами; 13 — щиты управления и
сигнализации; 14—автоматический газоанализатор; 15—
центральный пульт управления; 16 — пульт управления
электробалансирной машиной и индукторным тормозом;
/7 — пульт управления автоматическим регулированием
температуры воздуха в камере и обогревом грунта; 18—
питающий агрегат балансирной машины; 19 — агрегат
возбуждения балансирной машины; 20 —
низковольтный агрегат; 21 — щиты электромагнитных станций.
Рис. 2. Изоляционные двери камеры.
4 Зак. 2896
25

Охлаждение камеры воздушное с помощью
установленного в ней вертикального
воздухоохладителя. Охлажденный воздух циркулирует
под действием трехколесного центробежного
вентилятора двустороннего всасывания по
замкнутому контуру между камерой и ореб-
ренной батареей воздухоохладителя.
Воздухоохладитель подключен к аммиачной
трехступенчатой холодильной установке,
состоящей из трех отдельных компрессоров
(высокого, среднего и низкого давления), двух
промежуточных сосудов и группы
конденсатор—линейный ресивер. В зависимости от
температуры испытания установка может
работать по трехступенчатой, двухступенчатой или
одноступенчатой схемам. При
двухступенчатом или одноступенчатом сжатии пары
аммиака отсасываются из воздухоохладителя
непосредственно компрессором среднего или
высокого давления по обводному мосту, минуя
соответствующий промежуточный сосуд.
Питание воздухоохладителя жидким
аммиаком предусмотрено по безнасосной
затопленной схеме через отделитель жидкости ОЖг-70,
установленный в компрессорном зале.
Постоянный уровень аммиака в отделителе
жидкости и соответственно в батарее
воздухоохладителя поддерживается двухпозиционным
поплавковым регулятором уровня ПРУД
конструкции ВНИХИ.
Холодопроизводительность установки при
трехступенчатом сжатии и температуре
кипения —60°С составляет около 21500 ккал/ч.
Это позволяет снижать температуру воздуха
в камере от 0 до —50°С за 4,5—5 ч.
Охлаждение конденсатора и рубашек цилиндров
компрессоров — прямоточное от водопроводной
сети. Отработавшая вода отводится в систему
водостока.
Принципиальная схема трубопроводов и
автоматизации холодильной установки
показана на рис. 3. Помимо основного оборудования,
в схему установки включены маслоотделитель
50-ОМД конструкции ВНИХИ с двойной
промывкой газообразного аммиака, маслособира-
тель 150-СМ, автоматический отделитель
воздуха АВ-2 конструкции ВНИХИ, а также
электрокалорифер мощностью 24 кет,
смонтированный на выходе воздуха из вентилятора
воздухоохладителя. Электронагревательные
элементы калорифера разбиты на две секции
(по 12 кет).
Снеговую шубу с батареи
воздухоохладителя удаляют нагреванием циркулирующего
воздуха камеры электрокалорифером.
Оттаивание проводят по мере нарастания инея в
период между испытаниями, с обязательным
сбросом давления из испарительной системы
путем периодического отсасывания
газообразного аммиака из воздухоохладителя. Талую воду
из поддона воздухоохладителя отводят в
систему канализационного водостока.
Практически иней оттаивают примерно один раз
в шесть дней в течение 3 ч.
Предусмотрена возможность подачи в
камеру свежего наружного воздуха в количестве
50—70 м3/ч для питания испытуемого
двигателя. Воздух предварительно охлаждается
в воздухоохладителе камеры. Отработавшие
выхлопные газы от двигателя отводятся по
специальному каналу в систему вытяжной
вентиляции лабораторного корпуса. Камера
оборудована также приточно-вытяжной
вентиляцией, которая позволяет испытывать
агрегаты с непосредственным выхлопом газов
в помещение (предпусковые подогреватели,
отопители независимого действия и др.).
Системой комплексной автоматизации
работы холодильной установки и камеры
предусмотрены (см. рис. 3): автоматическая
защита компрессоров от аварийных режимов
работы; местное управление и сигнализация о
работе компрессоров; автоматическое
регулирование и контроль температуры воздуха в
камере; автоматическое управление
электрообогревом грунта; дистанционное измерение и
запись температуры в контрольных точках
установки; контроль и регулирование уровня
аммиака в аппаратах; автоматический контроль
наличия микроконцентраций аммиака в
помещениях компрессорного зала и камеры. *
Автоматизация работы камеры позволила
обеспечить более точное и стабильное
поддержание заданных температур испытания,
сокращение эксплуатационных затрат,
повышение безопасности и облегчение обслуживания
установки.
Автоматическая противоаварийная защита
компрессоров предусмотрена: от повышения
давления нагнетания и понижения давления
всасывания при помощи реле давления
РД-4А-01Т и РД-4А-02Т; от повышения
температуры нагнетания — реле температуры
ТР-200; от прекращения протока воды в
рубашках компрессоров — реле протока РП-12;
от нарушения работы системы смазки — реле
контроля смазки РКС-1А; от недопустимого
повышения уровня аммиака в промежуточных
сосудах и отделителе жидкости — реле
уровня ПРУ-4.
При срабатывании любой из перечисленных
защит происходит автоматическая остановка
всех компрессоров и подаются звуковой и
световой сигналы. Повторный пуск компрессоров
возможен только после устранения причины
их остановки и деблокировки защит.
Аварийное отключение всех компрессоров
26

/ 2 3 4 5 6 18 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 2526 Ш35 363738 33 4Q 41 42 43 44 45 46 47
SO 51 52 53 54 55
Рис. 3. Принципиальная схема трубопроводов и автоматизации холодильной установки (условные обозначения
приборов и средств автоматизации по ГОСТ 3925—59):
В _ воздухоохладитель; ОЖ — отделитель жидкости; ПС — промежуточный сосуд; МО — маслоотделитель;
Кд _ кожухотрубный конденсатор; PC Л — линейный ресивер; ОБ — автоматический отделитель воздуха;
СМ — маслособиратель; СВД, ССД и СЯД—компрессоры ступени высокого, среднего и низкого давления; /, 7,
13 — сигнализация отключения защит компрессоров; 2, 8, 14 — управление электродвигателями компрессоров;
3} 9 — отключение компрессора при *Нагн>Ю0°С; 4 — то же, при рВс<0,1 кгс/см2 и рНагн>2,5 кгс/см2; 5, 11, 17—
то же, при отсутствии протока воды; 6, 12, 18 — то же, при разности давлений в системе смазки Ар<\ кгс/см1',
10 — то же, при Рвс<0,2 кгс/см2 и /?Нагн>6 кгс/см2; 15 — то же, при гНагн>130°С; 16—то же, при рВс<1,3 кгс/см2
и Рнагн>15 кгс/см2; 19, 23, 24 — отключение холодильной установки при аварийном уровне аммиака; 20, 21,22,36—
регулирование уровня аммиака; 25 — регулирование температуры воздуха в камере; 26 —- то же, грунта под
основанием камеры; 27—34 — дистанционное измерение температуры в контрольных точках холодильной
установки; 35 — то же, температуры наружного воздуха; 37, 41 — управление соленоидным вентилем подачи
жидкого аммиака; 38 — сигнализация аварийного уровня аммиака; 39 — контроль температуры охлаждения
газовоздушной смеси; 40, 42 — регулирование и контроль уровня аммиака; 43 — управление соленоидным вентилем
выпуска воздуха; 44—46 —* управление электродвигателями аварийных вентиляторов; 47 — аварийное выключение
холодильной установки; 48 — аварийная звуковая сигнализация; 49 — управление нагревателями системы
электрообогрева грунта; 50 — управление электродвигателем вентилятора воздухоохладителя; 51 — управление
электрокалорифером воздухоохладителя; 52 — управление регулятором напряжения; 53 — управление вентилем
подачи наружного воздуха; 54, 55 — контроль наличия аммиака в воздухе машинного отделения и камеры.
может быть осуществлено также со щита
управления, находящегося в щитовой, и извне.
В этом случае одновременно с остановкой
компрессоров включаются вентиляторы
аварийной и приточно-вытяжной систем
вентиляции компрессорного зала.
Управление компрессорами и контроль за их
работой производятся с общего пульта,
установленного в центре компрессорного зала.
При сравнительно малых размерах помещения
и небольшом числе компрессоров такое
решение упрощает обслуживание холодильной
установки по сравнению с индивидуальными
пультами управления. Снятие взаимной
блокировки защит при изменении числа ступеней
сжатия и отключении части компрессоров
выполняется универсальными переключателями
непосредственно с пульта управления.
Температурный режим в камере в течение
всего цикла испытания поддерживается при
постоянной работе компрессоров путем
автоматического регулирования мощности
калорифера. Органом управления служит
электронный регулирующий мост ЭМР-209РДМЗ
переменного тока на 12 точек регулирования,
воздействующий на привод регулятора
напряжения РН-35М, через который питаются секции
электронагревателей. В качестве датчика
температуры используется установленный в
камере термометр сопротивления.
Одна из двух электронагревательных секций
калорифера может включаться и
выключаться вручную в зависимости от величины
тепловой нагрузки на компрессоры и работать
постоянно. Предусмотрена блокировка
управления электрокалорифером, запрещающая его
4*
27

включение при остановленном вентиляторе
воздухоохладителя. Сигналы о выключении
вентилятора вынесены на щиты управления,
расположенные в щитовой машинного
отделения и операторской.
Установленный электронный мост
используется также для автоматического управления
электронагревателями обогрева грунта под
камерой, дистанционного замера и записи
температуры в контрольных точках холодильной
установки.
Автоматическое регулирование уровня
аммиака в промежуточных сосудах,
маслоотделителе и отделителе жидкости производится
регуляторами уровня ПРУД. Для контроля
аварийных уровней в указанных аппаратах
применено реле уровня ПРУ-4.
Автоматический контроль и сигнализация
наличия аммиака в помещениях
компрессорного зала и камеры осуществляются с
помощью универсального
фотокалориметрического ленточного газоанализатора ФЛ-550К
При концентрации аммиака выше допустимой
прибор дает команду на включение аварийной
вентиляции и звуковой сигнализации.
Двигатели и агрегаты транспортируются
в камеру на тележках. Для съема изделий с
тележек и установки их на пазовую подмотор-
иую плиту используют монорельс с ручной
лебедкой грузоподъемностью 1 т. Двигатель или
какой-либо другой агрегат автомобиля,
находящийся на пазовой плите, подсоединяют к
необходимым коммуникациям (антифриз,
электроэнергия, воздух, выхлопные газы и пр.) и
оборудуют датчиками контрольных приборов.
Оборудование, необходимое для управления
агрегатами и контроля за их работой, состоит
из электробалансирной машины мощностью
125 кет, индукторного тормоза ГАП-12,
центрального пульта управления и
электромагнитных станций.
При помощи электробалансирной машины,
установленной в предкамере, осуществляется
вращение агрегата, определяются мощности
двигателя, крутящие моменты, а также
моменты сопротивления при проворачивании
двигателя и узлов трансмиссии автомобиля.
Индукторный тормоз, размещенный в
компрессорном зале, служит для создания
необходимого тормозного момента на валу
испытываемого агрегата.
Валы электробалансирной машины и
индукторного тормоза связаны с агрегатом через
специальные сальниковые муфты. В местах
прохода валов через стену камеры
предусмотрены изолируемые, герметично
уплотняющиеся отверстия, конструкция которых не
вызывает потери крутящего момента.
Работой испытательного оборудования и
камеры управляют из операторской, где
размещены центральный пульт управления, пульт
управления электробалансирной машиной и
индукторным тормозом и пульт управления
автоматическим регулированием температуры
воздуха в камере и обогревом грунта.
Центральный пульт управления (рис. 4)
представляет собой совокупность систем,
позволяющих дистанционно управлять
испытываемым объектом и контролировать ход
испытаний. Сюда входят системы зажигания,
питания топливом, прокрутки вала, управления
вентиляцией, измерения и регистрации
рабочих параметров испытываемого объекта, а
также система абонентской радиосвязи камеры
с операторской и другими помещениями
комплекса.
Управление электробалансирной машиной и
индукторным тормозом впервые в практике
завода осуществлено с одного общего пульта.
В помещении генераторной установлены
электромагнитные станции, позволяющие
дистанционно управлять с пультов
перечисленными выше машинами и системами, питающий
агрегат, агрегат возбуждения
электробалансирной машины, низковольтный агрегат
постоянного тока и распределительные шкафы.
С помощью специальных приспособлений в
камере, помимо двигателей, можно
испытывать коробки перемены передач,
гидропередачи и другие гидроагрегаты, кабины, приборы
электрооборудования, тормозные системы,
масла, неметаллические изделия и пр. При
испытаниях двигателя можно определять
минимальные пусковые обороты, влияние
установочного угла опережения зажигания на
пусковые качества, а также влияние вязкости масла
к фракционного состава топлива на холодный
пуск двигателя, выбрать требуемую мощность
стартера и емкость аккумуляторной батареи
и т. д.
Рис. 4. Центральный пульт управления.
28

Первый год эксплуатации низкотемператур- эксплуатации камеры выполнено около 30ис-
ной испытательной камеры показал хорошую
и надежную работу всех ее систем и устройств
и подтвердил правильность принятых в
проекте технических решений. За короткое время
следовательских работ, на основе которых
даны рекомендации производству по
конструктивному усовершенствованию двигателей,
агрегатов и узлов автомобилей.
Использование знтальпийного коэффициента эффективности
для расчета процесса охлаждения воздуха
Доктор техн. наук, проф. О. Я. КОКОРИН, канд. техн. наук К. С. ОРЛОВ
ЦНИИпромзданий Госстроя СССР
536.24
Процессы тепло- и массообмена при
охлаждении воздуха удобно рассчитывать с
помощью знтальпийного коэффициента
эффективности ?/, равного отношению
действительно переданного воздухом полного тепла к
теоретически максимально возможному. В
качестве теоретического предела охлаждения
принимается энтальпия насыщенного воздуха
IwX при начальной температуре воды на входе
в воздухоохладитель twX (рис. 1).
F - ^"h
1~~ г —I '
dL. = '
О)
На примере охлаждения воздуха в
поверхностном противоточном воздухоохладителе
выведем уравнение для расчета энтальпийного
коэффициента эффективности Ej по теплооб-
менным характеристикам аппарата.
На элементе поверхности dF
воздухоохладителя, где воздух понижает энтальпию на
величину dl, а температура воды повышается на
dtw градусов, имеет место тепловой баланс
dQn=—GdI= Gwcwdtu
B)
где dQn
количество полного тепла,
переданного от воздуха к воде на
элементе поверхности
воздухоохладителя dF\
количество воздуха, проходящего
через воздухоохладитель;
• количество воды, проходящей
через воздухоохладитель;
теплоемкость воды.
Изменение температуры воды dtw выразим с
помощью коэффициента пропорциональности
т через соответствующее изменение энтальпии
насыщенного воздуха dlw:
G
Gu
Cm
т
Следовательно,
dQn = -GdI = GwCv
dlw
т
C)
D)
С учетом уравнений B—4) энтальпийный
потенциал может быть представлен в
дифференциальной форме:
В стационарном режиме количество полного
тепла, переданного от воздуха к воде на
элементе поверхности dF,
diQn = a(I-Iw)dF, F)
где о — коэффициент полного переноса
тепла.
А.
УЕзгя^шщгшягшш^&ш^Егщ
%1 Мбых
Рис. 1. Изменение энтальпии воздуха вдоль
поверхности контакта в процессе охлаждения.

odF.
V)
Из уравнений E) и F) после разделения
переменных получим
d(I—Iw)= / 1 m_ ¦
/— Iw \ G Gwc.
Допустим, что коэффициент полного
переноса а и коэффициент пропорциональности т
постоянны, a cw=L Тогда выражение G)
можно проинтегрировать в соответствующих
пределах изменения параметров по поверхности
контакта (см. рис. 1):
/2-ywi f
Г *^e_r/i_iW, (8)
J /—lw J \ G <Jwj
Ii-L,
In-
m
= -ap _! 2L.
A A»2
или окончательно
/2 '¦Wl _
А Аг»2
Из рис. 1 следует,
\<3
/ 1 m
-oF
ЧТО
(9)
A0)
/2—/ц>1=Д/Вых= (I\—Iw\) — (h—h) =A/T—A/,
(И)
/l—Дг2=А/Вх= (Л—/wl) — (Ля2—^l) =
= MT—AIW. A2)
Уравнение теплового баланса D) с учетом
сделанных допущений для всей поверхности
контакта F примет вид:
Gm
*w2 *wi — (м *з/
A3)
тогда уравнение A2) можно представить как
Л - fw2 = д Лх = д Л - д 7
Gm
A4)
Преобразуем выражен-ие A0), используя
равенства A1) и A4):
1 —
А/
д/т
а/7
От \
~~°w~)
A/ Gm
Д/т Gw
A5)
Отношение
А/,
в соответствии с
выражением A) является энтальпийным
коэффициентом эффективности ?/.
Применив также следующие обозначения:
G ~
= ь; — отношение потоков воздуха и
воды;
of
= Nf — число единиц переноса полного
G
тепла
30
и перегруппировав уравнение A5),
окончательно получим:
?/=
-N/ A-Б/ т)
\—Б,те 'к ' '
A6)
На рис. 2 графически представлена
расчетная [по уравнению A6)] зависимость для эн-
тальпийного коэффициента эффективности.
Расчеты проводили при значениях Би равных
0,3 (кривые /); 0,7 (кривые 2) и 1,0
(кривые 3). Коэффициент пропорциональности т =
= 0,74 соответствовал начальной температуре
воды tw\ = 8°C (сплошные линии), а т = 0,67
температуре 4,i = 14°C (пунктирные линии).
При других значениях tw\ величина
коэффициента т может быть найдена из d, /-диаграммы.
Рассмотрим процессы охлаждения воздуха в
определенном воздухоохладителе при
неизменном соотношении количества воздуха и воды,
постоянных значениях начальной
температуры воды tw\ и начальной энтальпии воздуха 1\.
Сохранение одинаковых значений 1\
достигается при различных начальных значениях
влагосодержания воздуха. Исходя из этих
условий, на основе анализа уравнения A6)
можно сделать вывод, что рассматриваемые
процессы охлаждения воздуха характеризуются
одним и тем же значением энтальпийного
коэффициента эффективности. Следовательно, в
процессах охлаждения воздуха с конденсацией
влаги при различных коэффициентах влаговы-
0.5 W Ш >Q 2.5 3.0 3.5 Ч[ \5 N,
Рис. 2. График зависимости EI=f(NI; Б7; т).

падения, в том числе при 5=1, достигается
одна и та же конечная энтальпия воздуха.
На рис. 3 режим охлаждения воздуха при
постоянном влагосодержании соответствует
указанным выше условиям, когда начальная
температура воды tw\ равна температуре точки
росы воздуха /рь
Если начальные параметры воздуха
отвечают условию tvi<twh то для нахождения
коэффициента Ej в знаменателе формулы A)
необходимо использовать энтальпию воздуха I*wV
вычисляемую при начальной температуре воды
и начальном влагосодержании воздуха.
В таблице представлены результаты
испытаний двенадцатирядного воздухоохладителя из
алюминиевых трубок с накатным оребрением.
В опытах соотношение расходов воды и
воздуха, а также значение tw\ не менялись, т. е.
показатели Б/ и т были постоянны. Различная
Рис. 3. Изображение процесса охлаждения
воздуха в d, /-диаграмме.
Начальные параметры воздуха
и воды
1 U
29,3
29,35
29,5
32,0
44,3
144,2
/i
18,5
18,41
18,4
18,32
18,2
18,05
t>W\
17,5
17,5
17,55
17,9
17,55
17,55
*I
0,457
0,41
0,325
0,45
0,51
0,52
Конечные параметры воздуха
и
18,9
18,8
19,0
19,2
21,0
21,0
и воды
h
12,85
12,74
12,68
12,92
12,5
12,4
*W2
20,2
19,95
I 20,1
19,8
20,65
20,75
Qrr '
2,3
2,3
2,27
1,79
1,0
1,0
и
7. 7-
1\ '2
Е/ "'1-/^
0,857
0,855
0,865
0,86
0,865
0,875
интенсивность совместных процессов тепло- и
массообмена достигалась изменением
начальных параметров воздуха.
Из таблицы видно, что, несмотря на
значительное изменение соотношений отведенного
от воздуха полного Qn и явного Qn тепла,
величина энтальпийного коэффициента
эффективности была практически постоянна @,855—
0,875). Из этого можно сделать вывод, что
соотношение потоков полного и явного тепла на
энтальпийный коэффициент эффективности
влияния не оказывает.
Расчет режима охлаждения воздуха в автономных кондиционерах
И. Е. ГИНЧЕРМАН
Гипроприбор
628.84
При расчете режима охлаждения воздуха в
автономном кондиционере известными обычно
являются (рис. 1):
tu — расчетная температура наружного
воздуха (в точке Я), °С (СНиП
II—Г. 7—62);
*н — расчетная энтальпия наружного
воздуха (в точке Я), ккал/кг
(СНиП II—Г. 7—62);
tB — температура воздуха в помещении
(в точке ?), °С;
tB, — температура воздуха после нагрева
31

в рециркуляционном вентиляторе и
рециркуляционном воздуховоде (в
точке ?'), °С;
tK — температура воздуха после
охлаждения в воздухоохладителе (в точке
К),°С;
tn, — температура воздуха, поступающего
в помещение из кондиционера (в
! точке П'),°С (tn,~tK=btK —
нагрев воздуха в приточном
вентиляторе и приточном воздуховоде);
Ad — удельные влаговыделения в
помещении, кг влаги//сг воздуха;
V — общее количество воздуха,
поступающего в помещение, мг/ч;
VH — количество наружного воздуха,
поступающего в помещение, мг/ч.
Для построения в d, /-диаграмме (см. рис. 1)
процессов тепловлажностной обработки
воздуха необходимо определить:
tc — температуру смеси наружного и
рециркуляционного воздуха (в точке
С),°С;
tn — среднюю температуру поверхности
воздухоохладителя (в точке Я),°С;
/к — энтальпию воздуха после
воздухоохладителя (в точке /С), ккал/кг.
Температуру смеси можно найти из
уравнения смешения
tc = x{ti + (l-x)tB„ A)
где
V
а температуру поверхности — из уравнения
к
где
*с *к
, 0,3 Г
B)
[1,2] — коэффициент
*с * п
охлаждения;
ан — конвективный коэффициент
теплоотдачи от воздуха к оребренной
наружной поверхности
воздухоохладителя, ккал/(м2 • ч • град), для
пластинчатых воздухоохладителей ан
можно определить по графику Го-
голина [1];
^н — наружная поверхность охлаждения
воздухоохладителя, м2.
Для коэффициента охлаждения т]
справедливо также следующее выражение:
Ч = г
1С — 1и
*С *Ю
C)
с1,кг/кг
Рис. 1. Диаграмма d,i
процесса охлаждения воздуха в
автономном кондиционере.
где /с — энтальпия смеси наружного и
рециркуляционного воздуха, ккал/кг;
iu — энтальпия воздуха у поверхности
воздухоохладителя при температуре
tn и относительной влажности ф =
= 100%, ккал/кг,
из которого определяем
^к—1>с—г(*с—^п)!]-
D)
Энтальпию смеси наружного и
рециркуляционного воздуха находят из уравнения
смешения
E)
/с = /в,A — x) + iHx,
где
*в' = 'к + Д*.
A i = 0,24 (tb, - tK) + A d [597 + 0,45 (/в - tn.)\.
Подставив в уравнение D) ic из уравнения
E), получим
1—0—-^)С1 — п)
Значение ц для автономных кондиционеров
можно принимать при каталожной
производительности кондиционера VK равным 0,73, а при
0,8 Ук — 0,76.
Зная энтальпию воздуха после
воздухоохладителя iK, можно определить потребную холо-
допроизводительность кондиционера. Чтобы
установить, достаточна ли холодопроизводи-
тельность кондиционера, следует определить
температуру кипения холодильного агента
(фреона-12), для чего можно использовать
уравнение В. 3. Жадана [2]
32

*о =
(ТЗ^) "[^^c-Wf^c
G)
1-11
— 1
где kn =
— коэффициент
теплоты <*н
+
?н
передачи воздухоохладителя,
(м2 • ч - град);
коэффициент эффективности
ренной поверхности,
5 / dBn
ккал/
ореб-
¦^н — *-р
1-
1 —¦
р
?р — коэффициент эффективности ребра;
б — толщина ребра, м;
S — шаг ребер, м;
dHudBU— наружный и внутренний диаметры
трубок, м;
Р — коэффициент оребрения, равный
отношению наружной поверхности
трубок и ребер FR к внутренней
поверхности трубок FBH;
ав — коэффициент теплоотдачи фреона-12,
ккал/(м2. ч • град), который можно
определить по опытным данным С. Н.
Богданова [3].
В. И. Сасиным [4] было выведено следующее
уравнение для ?р в пластинчатых ребрах:
Е р=1,08-[а0168(?У +
L \ан /экв
+ 0,183 AL) - 0,175] mdw
\Яц /экв J
Wh/экв ' dn V В
причем
где В
расстояние между трубками,
расположенными в двух рядах
воздухоохладителя по ходу воздуха, м;
т-
V \ь '
X — коэффициент теплопроводности
ребра, ккал/(м • ч • град).
А — расстояние между трубками в одном
ряду воздухоохладителя по ходу
воздуха, м.
На рис. 2 и 3 приведены диаграммы для
определения температуры кипения t0. Значения
VC
в
г
о
-z
-4
1 "
к^
L,
"^
—-^
*""""
-^.^
"*"*'
--.
"""*"-
^-
"*"--««.
в
\to-m ч
1' '
"*¦*——
'~-—
---
^
-—-
---
^
--s
"""**»
1
tn'12T
10
8
В
22 24 26 28tc;C
а
22 24 26 28 L Г
Рис. 2. Диаграмма для определения температуры
кипения to в автономных кондиционерах 1КС-12, КС-18,
КС-25 и КС-35:
V V
а — — = \; б— — =0,8;
-1-1; 6=1,5.
4
?
Л
-2
-4
-6
-8
1 "-"^L —~r:ii
t„-trc
10
22 24 ?? 28 tCt°C
tn-J2T
10
f
6
22 24 26 28 L°C
5 °
Рис. З. Диаграмма для определения температуры
кипения t0 в автономном кондиционере КС-50:
<*--?-= 1; <7--?=0,8; —6=1; 6 = 1,5.
U были рассчитаны по формуле G) в
зависимости от /с, tn и коэффициента влаговыпадения
6= *с~~*к [с — теплоемкость воздуха,
с (tc — *к)
ккал/(кг • град)] при —=1 и — = 0,8. При
этом для кондиционеров 1КС-12, КС-18 и КС-25
Р=13,6; для КС-35—10,9, а для КС-50 — 15,9.
Пример определения температуры кипения
с помощью диаграмм. Предположим,
кондиционером 1КС-12 в помещение подается V=
= 2400 мъ/ч воздуха; Ун=480 м3/ч, tH=3\°Cy
/н= 16,6 ккал/кг, tB = 22°C, tB, =23°C, tn, = 15°С„
/К=14°С, Ad = 0,0005 кг/кг. Необходимо
определить tc, tm im iK, /о-
33

Решение:
2400
tc = 0,2 . 31 + A - 0,2) • 23 = 24,6°С;
14-24,6A-0,73) =1
0,73
По d, /-диаграмме (барометрическое
давление 745 мм рт. ст.) находим, что in=7 ккал/кг.
А / = 0,24 B3 - 14) + 0,0005 [597 + 0,45 X
X B2 - 15)] = 2,46 ккал/кг;
I _ 7-0,73 + A—0,73) [2,46A—0,2) + 16,6-0,2] ___
к 1 —A—0,2) A—0,73) ~
= 8,4 ккал/кг.
Из уравнения D)
I h=h±^ 8,4-7.0,73 = 15
с 1 —fj 1—0,73
6- 12,15-8,4 =1>47^1Д
0,24B4,6—14)
По рис. 2 определяем: /0 = 2,6°С (при — = 1
ЛИТЕРАТУРА
1. Гоголин А. А. Осушение воздуха холодильными
машинами. М., Госторгиздат, 1962.
2. Ж а д а н В. 3. Обоснование требуемой
температуры кипения холодильного агента в ребристых
воздухоохладителях. «Проектирование отопительно-венти-
ляционных систем», серия 3, № 2. Главпромстрой-
проект, 1968.
3. Богданов С. Н. Теплообмен при кипении фрео-
нов внутри горизонтальной трубы. «Холодильная
техника», 1964, № 4.
4. С а с и н В. И. Эффективность ребристой
поверхности пластинчатых воздухоохладителей. «Холодильная
техника», 1965, № 3.
Исследование работы осевого турбодетандера
на влажном воздухе в режиме кондиционирования
Канд. техн. наук А. Н. МАЙБОРОДА
621.57:628.84
В последние годы внимание исследователей
привлекают воздушные турбокомпрессорные
кондиционеры (ВТКК), в которых
кондиционируемый воздух является одновременно и
холодильным агентом, совершающим газовый
цикл [1, 2].-Хотя ВТКК в большинстве случаев
уступают по экономичности кондиционерам с
другими типами холодильных машин, они
обладают преимуществами (малые вес и
габаритные размеры, нетоксичность холодильного
агента, слабая тепловая инерционность,
высокая осушающая способность, простота
регулирования и др.), которые делают их
конкурентоспособными с другими установками в тех
областях, где указанные требования имеют
определяющее значение.
Применение в ВТКК турбомашин позволяет
компенсировать низкую объемную холодопро-
изводительность воздушного цикла. В
основном это лопаточные (радиальные и осевые)
агрегаты, хотя возможно, а в отдельных
случаях целесообразно, использование объемных
машин.
Условия работы компрессоров ВТКК не
отличаются от тех, в которых эксплуатируются
машины энергетических установок. В то же
время турбодетандеры кондиционеров имеют
особенности, связанные с использованием в
холодильном цикле влажного воздуха.
Происходящая в процессе расширения влажного
воздуха конденсация водяного пара влияет
на конечную температуру воздуха, а при
больших количествах сконденсировавшейся
влаги — и на работу турбодетандера. Это не
позволяет использовать опыт энергетических
турбин и установок глубокого охлаждения, в
которых обычно применяется осушенный газ [3].
При расчете холодильных турбодетандеров,
работающих на влажном воздухе, пользуются
известными соотношениями для
термодинамических процессов в парогазовых смесях [4, 5].
Особенно удобно применять i, s-диаграммы
насыщенного воздуха, предложенные
Михайловским [4]. В случае фазового перехода в
процессе расширения воздуха учитывается
скрытая теплота сконденсировавшейся части пара
при определении конечных параметров
состояния смеси. При отсутствии такого перехода
влажный воздух рассматривается как газовая
смесь с соответствующими физическими
характеристиками.
В практике энергетического турбостроения
применяется метод модельных испытаний,
позволяющий на основании опытов строить
характеристики машины данного типа в
критериях подобия и определять затем показатели
34

ее работы при измененных параметрах и
геометрических размерах (при условии
сохранения геометрического подобия). Этот метод
может быть распространен и на холодильные
турбодетандеры с учетом специфических
условий их работы.
Основная особенность влажного воздуха,
как рабочего вещества холодильных турбома-
шин для установок кондиционирования, —
это зависимость его физических
характеристик от влагосодержания как при изменении
условий эксплуатации кондиционера, так и в
процессе расширения в турбодетандере.
Оценим количественно, какое влияние на
характеристики кондиционируемого воздуха
оказывает изменение его влагосодержания d
в процессе расширения с фазовым переходом.
В условиях, характерных для турбодетандера
ВТКК (на входе давление насыщенного
воздуха 1,5—2,5 кгс/см2, температура 30—40°С,
расширение до давления, близкого к
атмосферному), количество конденсирующегося при
расширении пара не превышает 10—12 г/кг сух.
возд. При этом относительное изменение
основных характеристик воздуха составляет для
газовой постоянной 1,5%, для удельной
изобарной теплоемкости 1,8%, для удельной изо-
хорной теплоемкости 1,5%. Примечательной
является фактическая независимость
показателя адиабаты k влажного воздуха от его
влагосодержания (даже в диапазоне d=0-+-
100 г/кг сух. возд. относительное изменение
k составляет не более 0,7%).
Таким образом, изменение характеристик
влажного воздуха, как рабочего вещества
турбодетандера, в процессе расширения с
фазовым переходом можно считать пренебрежимо
малым. Однако необходимо оценить влияние
скрытой теплоты конденсирующегося при
расширении пара на работу детандера. С этой
целью воспользуемся результатами Сазанова,
который рассмотрел особенности работы
турбин на насыщенном газе [5]. По его данным,
влияние фазового перехода на работу
расширения влажного воздуха заметно проявляется,
начиная с количества сконденсировавшегося
пара 15—18 г/кг сух. возд. и выше. Как
указывалось, в турбодетандерах ВТКК количество
конденсирующейся при расширении влаги не
превышает 10—12 г/кг сух. возд-, что
позволяет пренебречь влиянием фазового перехода
на их работу и ограничиться лишь учетом
начального влагосодержания
кондиционируемого воздуха. При этом могут быть
использованы основные положения моделирования
работы турбины на различных рабочих
веществах [6].
Движение влажного воздуха в проточной
части турбодетандера определяется полной
системой уравнений динамики вязкой
сжимаемой жидкости. При этом может быть
использовано уравнение состояния идеальных газов,
так как, по данным Михайловского,
коэффициент сжимаемости а в выражении pv—aRT
допустимо считать в рассматриваемых
условиях равным единице с точностью до 0,5% [4],
Анализ условий однозначности и
инвариантности указанной системы уравнений в подобных
преобразованиях после некоторых упрощений
дает следующие определяющие критерии
подобия:
и2 ?l k pp pr JL
ЩТ\ Pi к—1 Р
где и — окружная скорость, м/сек;
R — газовая постоянная влажного
воздуха, кг* м/(кг* град);
Т\, Pi — соответственно температура и
давление торможения на входе в
детандер, °К и кг/см2;
р2 — давление на выходе из
детандера, кг/см2;
Re — критерий Рейнольдса;
Рг — критерий Прандтля;
|х, р — соответственно первый и второй
коэффициенты вязкости, кг'сек/м2.
Проделав аналогичные операции с
уравнениями энергии и расхода, получим
определяемые критерии мощности и расхода
Ni GV"R7\
«i* Fpx '
где Ni — внутренняя мощность
турбодетандера, ккал/сек;
G — расход рабочего вещества, кг/сек;
h — удельная энтальпия торможения на
входе, ккал/кг;
F — характерная площадь сечения
проточной части, м2.
К определяемым критериям обычно относят
и внутренний к.п.д. г), поскольку у
геометрически подобных турбин на аналогичных
режимах равны безразмерные коэффициенты
внутренних потерь.
Таким образом, зависимость между
определяющими и определяемыми критериями для
геометрически подобных турбодетандеров
выражается уравнением
Ni gVrt\
Ok ' Fpx '
J\kRTx Pl *-Г* ? J
Полученные шесть определяющих
критериев практически невозможно выдержать одина-
35

ковыми при моделировании. В связи с этим
необходимо ограничиться частичным подобием
на основании оценки и отбрасывания
несущественно влияющих критериев.
Как это принимается в большинстве
случаев работы энергетических турбин [6], исключим
из числа определяющих критериев величины
Re, Рг и —. Поскольку показатель адиабаты
Р
влажного воздуха в широком интервале
изменения влагосодержания практически
величина постоянная, то определяющий критерий
k
подобия также можно опустить. Упро-
k — 1
стив выражение критерия мощности с учетом
принятых допущений, получим удобное для
расчета критериальное уравнение для
геометрически подобных турбодетандеров
Ni gVWx f/ * jb\
QRTS fPi ' 4"Ur1f J'
При критериальной обработке данных
испытаний конкретной машины на различных
режимах и рабочих веществах можно опустить
геометрический параметр F в критерии расхода и
применять зависимость
Nt gVrj\
Ч-/
Ф
Рч
ORTt ' Pl ' ш ' \RTt plt
Последняя система критериев подобия была
использована при обработке результатов
испытаний на влажном воздухе осевого
одноступенчатого турбодетандера. Воздух
используется от заводской пневматической сети. На
каждом режиме измеряли расход воздуха,
число оборотов турбодетандера, давление ри
температуры по сухому tx и влажному t{B
термометрам на входе и по влажному термометру
t2B на выходе из агрегата. Воздух в детандере
расширяли до давления окружающей среды.
Количество сконденсировавшейся в процессе
расширения влаги определяли как разность
начального влагосодержания, вычисленного
по данным измерения величин tu t\B и ри и
влагосодержания насыщенного воздуха при
температуре fen и давлении за турбодетанде-
ром. Отрицательное значение указанной
разности свидетельствовало о том, что в данном
режиме влага не выпадала. Внутренний к.п.д.
турбодетандера вычисляли как отношение
действительного теплоперепада в агрегате к
изоэнтропийному, подсчитанному по
соответствующей разности температур и
теплоемкости влажного воздуха. Начальное влагосодер-
жание воздуха в опытах изменяли от 2 до
9 г/кг сух. возд., максимальное количество
выпавшей при расширении влаги достигало
4,5 г/кг сух. возд.
О Ц!> W 15 ?,0 2Л jjf
Характеристики турбодетандера в критериях
подобия по результатам испытаний на влажном воздухе.
Обозначения точек для различных степеней
понижения давления:
? — 0,665; О — 0,714; А — 0,74; X — 0,8.
Характеристики турбодетандера в
критериях подобия по результатам испытаний на
влажном воздухе приведены на рисунке.
Величину газовой постоянной R в критериях
подобия принимали по начальному влагосодержа-
нию воздуха, окружную скорость и
вычисляли для среднего диаметра по лопаткам. Как
видно, величина внутреннего к.п.д.
турбодетандера в данном случае практически не
зависит от фазового перехода в процессе
расширения, что соответствует выводам Прохорова
[2] и Сазанова [5]. Взаимное согласование
экспериментальных точек на рисунке указывает
на допустимость использования принятой
упрощенной системы критериев подобия.
Указанная система критериев применима для
моделирования работы турбодетандера на
влажном воздухе как при докритическом, так и
сверхкритическом режимах течения в
проточной части, в отличие от энергетических
турбин, для которых в случае сверхкритических
режимов необходим специальный пересчет
критерия расхода.
Таким образом, для турбодетандеров
установок кондиционирования, использующих
влажный воздух, можно применять метод
моделирования, что должно сократить затраты
36

на проектирование и отработку новых машин
благодаря использованию готовых моделей и
позволит решать ряд вопросов, связанных с
работой агрегата на переменных режимах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Френкин М. М. Воздушные холодильные
машины и транспортные установки кондиционирования.
Обзор зарубежных патентов. ЦНИПИ, 1964.
2. П р о х о р о в В. И. Системы кондиционирования с
воздушными холодильными машинами. В сб. «Кон-
Малые испарители предназначены для
комплектации торгового холодильного
оборудования (камер, шкафов, витрин, прилавков
и т. д.). Применяются в основном три типа
испарителей: с пластинчатыми ребрами, с
витыми спиральными ребрами и листотрубные. Они
работают главным образом с естественной
конвекцией воздуха. Испарители изготовляют
из дорогих и дефицитных цветных металлов,
стоимость которых часто превышает стоимость
остальных материалов машины. Вес
испарителей превышает 40% веса холодильной
машины. Поэтому исследование теплообмена в
таких испарителях в целях снижения веса и
стоимости является весьма актуальным.
Как показал анализ, в НРБ, СССР, СФРЮ,
ФРГ, США, Италии и других странах [1],
испарители изготовляют из стальных, медных
или алюминиевых труб наружным диаметром
от 10 до 20 мм при шахматном и коридорном
расположении, со стальными, латунными или
алюминиевыми ребрами. Высота ребер от 10
до 42 мм, толщина от 0,2 до 0,6 мм, шагореб-
рения от 4,5 до 30 мм, поверхность 1 пог. м
оребренной трубы — от 0,27 до 1,20 м2.
Стоимость материала 1 м2 оребренной поверхности
изменяется от 1,6 лв/м2 A,1 руб/м2) для
стальных труб и ребер до 11,6 лв/м2 (8,7 руб/м2)
для медных труб и латунных ребер.
Наибольшее распространение получили
испарители из медных труб диаметром 12—
16 мм при коридорном расположении, ореб-
ренные алюминиевыми ребрами толщиной
0,3—0,5 мм; шаг ребер 10—15 мм, высота
20—35 мм.
диционирование воздуха в промышленных,
общественных и жилых зданиях». М., Стройиздат, 1965.
3. Малков М. П. .Данилов И. Б., Зелько-
в и ч А. Г., Ф р а д к о в А. Б. Справочник по
физико-техническим основам глубокого охлаждения.
М.—Л., Госэнергоиздат, 1963.
4. Михайловский Г. А. Термодинамические
расчеты процессов парогазовых смесей. М., Машгиз,
1962.
5. С а з а н о в Б. В. Особенности работы турбины на
насыщенном газе и методика их теплового расчета.
«Известия вузов. Энергетика», 1963, № 3.
6. К а л и н и н Е. Е. Модельные испытания судовых
турбин и машин. Л., «Судостроение», 1965.
621.57.048:536.24
В ряде работ [2—4] опытным путем
определен только коэффициент теплопередачи
отдельных оребренных испарителей по формуле
k = Зя , A)
^ор (^п — ^о)
где QH — холодопроизводительность
испарителя, ккал/ч;
fop — наружная поверхность испарителя,
м2;
tn — температура в помещении (камере
или шкафу), °С;
4 — температура кипения, °С.
Это не позволяет распространить
полученные данные на другие конструкции, в связи
с чем необходимы более углубленные
исследования.
Коэффициент теплопередачи k в
испарителях можно вычислить по формуле
*=~i—1—— • B)
ав ?ор ^ор аа' а
где ав, аа — коэффициенты теплоотдачи со
стороны воздуха и холодильного
агента;
?0р — коэффициент влаговыпадения;
?ор — эффективность оребренной
поверхности;
/?и — термическое сопротивление
инея;
Fa — внутренняя поверхность
испарителя, м2.
Из формулы B) видно, что при
естественной конвекции коэффициент теплопередачи
зависит в основном от внешнего теплообмена,
поскольку термическое сопротивление на на-
Наружный теплообмен в малых испарителях с естественной
конвекцией воздуха
Канд. техн. наук Т. С. ГАЧИЛОВ
База технического развития холодильной техники — София, НРБ
37

ружнои стороне значительно выше, чем на
внутренней (до 80% от общего).
Цель настоящей работы — исследование
наружного теплообмена ребристых испарителей
с естественной конвекцией воздуха и
установление оптимальных параметров оребрения.
Для большей сопоставимости все опыты
проводили при «сухом» теплообмене, без
выпадения влаги и инея.
Исследован ряд конструкций испарителей
при различных условиях для установления
влияния температуры, разности температур,
геометрических факторов оребрения, вида и
теплового сопротивления материала на
наружный теплообмен.
Специально разработанный
экспериментальный стенд (рис. 1) состоит из нескольких
основных групп и агрегатов: климатической
камеры, холодильной установки (две
холодильные машины производительностью 700 и
2200 ккал/ч), пульта управления и
наблюдения.
Исследуемый испаритель помещали в
холодильную камеру или шкаф, находящиеся в
климатической камере. В климатической
камере температуру регулировали от 0 до 50°С
с помощью электрических нагревателей и
холодильной машины и автоматически
поддерживали на данном уровне контактными
термометрами. Тепло из климатической камеры
через стены поступало в холодильную камеру,
создавая тепловую нагрузку на испаритель.
При этом не нарушалась естественная
конвекция в холодильной камере, что очень важно
для исследования теплообмена в испарителях,
работающих с естественной конвекцией
воздуха.
'Чтобы обеспечить необходимую влажность
воздуха, в холодильную камеру направляли
пар из специально сконструированной для
этой цели емкости. Во время опытов иней
оттаивали с помощью холодильного агрегата, из
которого после переключения на теплонасос-
ный цикл в испаритель поступал горячий пар.
Для поддержания необходимой постоянной
Рис. 1. Схема стенда для испытания испарителей:
/ — напорный сосуд; 2 — водонагреватели; 3 — ртутный термометр; 4 — подогреватель фреона;
5 — конденсатор; 6 — калориметр; 7 — терморегулирующий вентиль; 8 — смотровое стекло; 9 —
ротаметры для измерения расхода фреона; 10 — калориметр; // — переохладитель; 12 —
опытный испаритель; 13 — холодильная камера; 14 — климатическая камера; 15 — установка для
увлажнения воздуха; 16 — сосуд Дыоара для нулевых спаев термопар; 17 — гальванометр;
18 — компенсатор; 19 — фреоновый агрегат для оттаивания испарителя; 20 — прибор для
определения концентрации масла; 21 — фильтр; 22 — компрессор; 23 — осушитель фреона; 24 —
маслоотделитель; 25 — реле давления; 26 — ресивер;27 — ротаметр для измерения расхода воды;
28 — мерный бак для воды.
38

температуры конденсации в конденсатор через
напорный сосуд поступала предварительно
подогретая вода.
Расход воды измеряли мерным баком,
температуру в камере и шкафу — ртутными и
медь-константановыми термопарами,
температуру на испарителе — термопарами,
установленными в нескольких его сечениях. Величину
з.д.с. в цепи термопар определяли
потенциометром Р-306. Давление измеряли
образцовыми манометрами класса 0,4,
электрические величины — приборами класса 0,2.
Влажность с точностью ±2% регулировали
транзисторным гигростатом 84В фирмы «Дан-
фосс».
Расход холодильного агента находили
тремя способами: предварительно протарирован-
ными (на фреоне-12) ротаметрами, по балансу
конденсатора и по балансу калориметра,
включенного после испарителя. Данные,
полученные при измерениях, различались не более
чем на 3%.
Перед регулирующим вентилем жидкость
охлаждалась или нагревалась для того, чтобы
она поступала в испаритель с начальным па-
росодержанием от 14 до 20%.
Изменение числа оборотов компрессора
давало возможность получать разные тепловые
нагрузки.
Предельная относительная ошибка опытов
при определении коэффициента теплопередачи
k составляла 7,28% и коэффициента
теплоотдачи ав — 6,28%.
На стенде было испытано 11 испарителей
разных конструкций (два серийно
выпускаемых и девять опытных) с наружным
диаметром труб d2 = 16 мм, три из которых
изготовлены из стальных и восемь из медных труб.
Семь испарителей оребрены латунными
ребрами, три — стальными и один —
алюминиевыми. Толщина ребер 0,5 мм, высота hv от 19,5
до 34,5 мм, сторона квадратного ребра В от
55 до 85 мм; испарители — с коридорным
расположением труб с двумя трубами по высоте.
Шаг ребер 5Р изменялся от 8 до 22 мм, при
этом наружная поверхность испарителя Fov—
от 5,93 до 20,55 м2, внутренняя F& — от 0,43
/*ор
до 0,87 ж2, степень оребрения — — от 10,20
до 25,22, общая длина труб — от 9,7 до 21,5 м.
Опыты проводили в помещении (камере или
шкафу) при tn=+2-.—16°С, /о = — З-s—30°С и
температурном напоре 6—18°С при «сухой»
теплопередаче.
Паросодержание на входе колебалось от 14
до 20%, на выходе в большинстве опытов
превышало 95%, что отвечает условиям
эксплуатации торгового холодильного оборудования.
Соответственно температуре и
температурному напору изменялись: расход
холодильного агента от 4,85 до 32,10 кг/ч, скорость паро-
жидкостной смеси на входе в испаритель от
0,10 до 1,35 м/сек, весовая скорость фреона от
8,75 до 58 кг/(м2* сек), удельные тепловые
нагрузки относительно внутренней поверхности
qF от 160 до 1312 и относительно наружной
поверхности qF , от 8,0 до 88,7 ккал/(м2*ч).
ор
Коэффициент теплопередачи k находили из
опыта по формуле A), а коэффициент
теплоотдачи ав по формуле
^ор (^п — ^ор)
где tov — температура оребренной
поверхности, °С.
Холодопроизводительность испарителей
определяли по формуле
QH=Ga*H2GH2—hi), D)
где Ga — расход холодильного агента;
*и2, *'ш — энтальпии фреона на выходе из
испарителя и на входе в
испаритель.
Степень сухости пара на- выходе из
испарителя определяли из теплового баланса
калориметра по формуле
., <Экл
*кл 1 ~
Хи2 = > E)
Г
где /кл — энтальпия пара (определяется по
температуре iKR в калориметре и
давлению кипения на выходе из
испарителя);
/' — энтальпия жидкости на входе в
калориметр (определяется по
давлению на выходе из испарителя);
Qkr — количество тепла, подведенного к
холодильному агенту в
калориметре;
г — теплота парообразования.
Установлено, что при «сухой» теплопередаче
с понижением температуры в камере
коэффициенты теплопередачи k и теплоотдачи ав
увеличиваются, что объясняется влиянием
физических параметров воздуха на теплообмен.
С понижением температуры воздуха его
вязкость v уменьшается, а коэффициент
объемного расширения р увеличивается, что
приводит к усилению конвективного движения.
Влияние величин v и р можно определить по
зависимости Нуссельта от критерия Грасгофа
Gr=J^l.
Так, например, в интервале температур от +5
до —20°С с понижением температуры на ГС
коэффициент теплоотдачи ав увеличивается

примерно на 0,5%, а коэффициент
теплопередачи к — на 0,3%.
На наружный теплообмен значительное
влияние оказывает температурный напор 0=^п—
—^о и разность между температурами камеры
,и основания ребра 9=^п—V
Установлено, что <хв
л0,42
и aR
л0,50
9Р
(аво — коэффициент теплоотдачи при
условном перегреве 0°С).
Для получения сопоставимых величин все
значения ав и k пересчитываются для
условного перегрева 0°С по данным работы [5] (a«o
Чтобы установить влияние шага ребер на
теплообмен, нами выполнено более 40 опытов
на четырех испарителях с шагом ребер 8; 12;
15 и 22 мм при постоянной высоте ребра
29,5 мм (сторона квадратного ребра 75 мм).
Опыты проводили при температурах ,/п=3°С и
—16°С и температурном напоре 6; 9; 12; 15
и 18°С.
На рис. 2 дана зависимость k0 и аво от шага
ребер 5Р при /П=3°С. Подобные результаты
получаются и при tn==—16°С. На рис. 2 видно,
что зависимость сильно выражена при 5Р<
<12 мм и значительно слабее при 5Р>12 мм.
Это, вероятно, объясняется влиянием
пограничного слоя. При подсчете критического шага
ребер обнаруживается, что для
рассматриваемого случая он изменяется от 9,6 до 12 мм.
Это и может служить причиной ухудшения
теплообмена при 5Р<12 мм. При 5Р>12 мм
теплообмен почти не улучшается, а
габаритные размеры и стоимость 1 м2 испарителя
увеличиваются. Следовательно, шаг ребер,
равный ~12 мм, можно считать наилучшим.
1Я
*^?Х-~
—и
[—о—
—и
—-и "
й Z
9
6
Г .&
Значительное влияние на теплообмен
оказывает высота ребра, что выяснено нами при
испытании четырех испарителей с высотой
ребер 19,5; 24,5; 29,5 и 34,5 мм (стороны
квадратного ребра 55, 65, 75 и 85 мм). Такие
размеры ребер применяются в современных
малых испарителях. Шаг ребер у этих четырех
испарителей был постоянным и равным 12 мм.
Результаты опытов для rfn=3°C даны на
рис. 3 (тот же характер кривых и при tn =
= — 16°С). Было проведено более 40 опытов.
При обработке опытных данных
установлено, что в зависимости от высоты ребра
г.-0,22
Ар ' и aR
В
-0,28
Сделана попытка
использовать уравнение Эленбаса [6]
Nu= — .^-GrPr
1
35 В
SpGrPr
3/4
F)
24 В
Это уравнение, однако, выведено только для
двух параллельных пластин и, вероятно,
поэтому описывает наши опытные данные с
некоторыми отклонениями в среднем на 15—
20%. Другие зависимости, пригодные для
рассматриваемого случая, нам не известны.
При обработке опытных данных
исследованных испарителей исходили из того, что при
Sp<12 мм ав сильно зависит от шага, а при
Sp>12 мм — слабо. Поэтому опытные данные
обработаны в двух вариантах: для шага ребер
8—22 мм и 12—22 мм. При обработке опытов
в качестве перепада температур применяли
как 6 = ^п—*о, так и Эр=^п—'р, в качестве
линейного размера — как йр, так и В. В
результате получены критериальные зависимости и
формулы для определения коэффициента
теплоотдачи аво> приведенные в таблице.
i
, е*!8°С
6— ,
ф
9 ]
6 1
85 В, мм
W,5
2Kb
29,5
34,5 hp,MM
W 12
^8 20 SP,M»
40
Рис. 2. Зависимость к0 и аво от шага ребер
Sp (при 5р = 8-т-22 мм <zBo~Sp : при 5Р =
= 12-Т-22 мм аво^5рЛ),
Рис. 3. Зависимость k0 и аво от В и hp.

Высота
ребра, мм
hp
В
Шаг ребер,
мм
8—22
12—22
8—22
12—22
температур
Q = tn — t0
9р = tn — *р
6=/п-*0
0р = ta — *р
е = *п-*о
"р ~ ^п — ^р
е = ^п —^0
9р = ^п —.^р
П«п..ппп....а ГТл„ 0
Критефиальное уравнение
/Sn \°>22/S0 \-o.io
/S0 \ 0,22/So \-0,34
/S0 \0,22/So \-0,38
/Sn \0.22 /So \-0,62
/So \°'28/S0 \-0.16
Nu/ = „,„„o,«(f) (^)
i /S0 \°'28/S0 \-0.40
!"./-o.«o,«(-i) (^)
/So \0,28/So \-0.44
/Sn \0>28/SO \-°>68
»./-o.o»o^(f) (^)
s и 53 e
/ / П r — nnи fl — t i СлХ г
гп ?о иг/ о ' P P n rp ur/
7
Эмпирическая формула
aBO = >180'42S0p'38V'22
aB0 = ^ep0s°p'38V22
aB0 = ie^50/^22
а^ЛЭ0/0^1 /Г0'22
aB0 = ^e0'42s^38^-0'28
aB0==^e°p'50s°p'38^-0'28
L^'e0'42^'1 Я'28
L=A> ^,50^,1 ^-0,28
Значения
коэффициентов Л и Л' при
различных
температурах tn °с
3 |
3,35
3,05
1,03
0,93
3,52
3,18
1,09
0,97
-з |
3,44
3,13
1,06
0,95
3,61
3,27
1,12
1,00
-9 | -15 |
3,53
3,22
1,09
0,97
3,71
3,35
1,15
1,03
3,62
3,30
1,12
1.00
3,81
3,44
1,18
1,06
*PSp 9P
f
тода поточной алгебры Поляка [7] и
зависимостей, полученных Иоффе [8], показали, что для
рассматриваемых испарителей лучистый
теплообмен в среднем составляет от 6 до 10%
общего наружного теплообмена.
Поэтому лучистый теплообмен с
достаточной точностью можно учесть вместе с
конвективным теплообменом, т. е. не расчленять
общий коэффициент теплоотдачи ав на
конвективный ак и лучистый ал. Такой способ учета
ал приводит к упрощению расчетов, что
полезно для инженерной практики. Это и
сделано в данной работе при обработке опытных
данных.
При указанных условиях и допущениях
формулы достаточно хорошо описывают наши
опытные данные для исследованных испарите-
На рис. 4 дана зависимость
для различных видов обработки.
Здесь
Nu,= —,аОг,= —*-.
Изменение барометрического давления и
температуры, при которых работают
исследованные испарители, не приводит к изменению
влияния критерия Прандтля больше ±0,5,
поэтому при обработке опытных данных он
принят постоянным и равным 0,71.
Расчеты автора, выполненные на основе ме-
41

В
5
1
0,9
0,8\
0,7
0,6
с
о
Sn ъ 8 мм
* 0
О
с
о
о/о
"О
о
&$?s
4 ч
5 о
•Я
о
о
8
о
о <
о
) 0
5/7 >12ММ
УЙ*
к °
О
а
о
Йо
°9
о о/
//7
//7 30 40 50 60 70 80 Z0 30 40 50 ВО 70 80
- \0,22{п у0,38
HJ JU OU /U UU L
-/•WW"
Ч-U UU UL
'in
а
Nu.
1
0,9
0,8
0,7\
0,6\
\jr (
О
б*
Ь
S» ^8 мм
о
о
/о
п
А
р$
0
8><
°fJ8k
W&
0
Off
о
ХС
У°
о
у
и
Sp >12мм
Л
с
°5?*о
о
_J_
I °
О д/
у/
j
<?tf Л7 4<7 ,й7 60 70 80 90100 160 30 40 SO 60 70 8090100 160
\о,гггс \-o.6z
G 0,50/& I /4, ]
V ^
лу
'W7U
(Op Op
при 9=/п—А) (а) и 0р=/п—h (б).

.лей. При обработке опытных
данных для' всего диапазона
шага ребер по 0 получаются
средние отклонения 5,41%, а
по бр — 4,86%. Значительно
более точные результаты
получаются при обработке
опытных данных для шага ребер
более 12 мм, соответственно по
О— 1,58% ивр— 1,44%.
Обработка по 0 и 0Р дает почти
одинаковые средние отклонения.
На практике более удобно
принимать в качестве перепада
температур величину 0, так как
температуры tu и /0 известны.
Использование 0Р менее
удобно, поскольку температура tv
обычно не известна.
Исходя из этого, а также
учитывая, что применение
испарителей с шагом ребер
меньше 12 мм невыгодно, нами
рекомендуются при d2=l6 мм
^следующие формулы:
в\
п
в
а
41
11
J?
id
щ
15
W
f/
г8
N J
*^
"vj
ч
N
^
N
х
k I
х!
^L^
ЧМ
о
Ч
s\»
"Ч
N
ч
N
К
К,
С4
^
N
*Ь
Xs
^~
__^
s,
ч
^^_.
ч
ч
. <
ч
V
Ч^;
^
N.
*"ч
4V
\
Ч ^к
к5^
V
N
Ч
X
SSS
vN
^
Г "
. i
^^
^^К^к\
&J&S&&.
~> ЧЛ
^
чч
^
^
^
I I LS\
V
^
^
^WoXl
^ЬЛЛ
ъгТСа
жлЛ
*ж
Лк
5>!
^
ш\
г 1 1
&,(/
5,5
5,0
3?5 \
3.0
R О
6 *i?-td t„.°C
t0 -- V.5 °C I
6°C Sd = 15mm в =?$мм +~сСв=ЩЗпкал/(мг'ч-град}
Рис.
5. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи
стороны воздуха аво оребренных испарителей.
со
А 90,42 50,1 ft-0,22j
аВ0 = Л'(
).42 50,1 В.
-0,28
Для определения ав при наличии перегрева
^коррекцию необходимо делать по формуле [5]
ав=аво—0,07 9И,
где 0п=^и2—/о — температура перегрева пара
на выходе из испарителя.
Проверка показывает, что с точностью до
±5% формулы G) и (8) можно использовать
для труб с наружным диаметром от 12 до
20 мм. Для труб диаметром 12 и 14 мм это
подтверждено опытами. На основе формулы
(8) предложена номограмма (рис. 5) для
определения коэффициента теплоотдачи со
стороны воздуха аво оребренных испарителей,
работающих с естественной конвекцией,
изготовленных из труб с наружным диаметром от
12 до 20 мм, стороной квадратного ребра от
55 до 100 мм, при температуре в охлаждаемом
объекте tn от 0 до —18°С и температурном
напоре Q=tn—10 or 6 до 18°С.
Выводы
Спроектирован и создан оригинальный
экспериментальный стенд, на котором с
требуемой точностью можно исследовать теплообмен
т влияющие на него факторы в испарителях
малых холодильных машин, работающих с
естественной конвекцией воздуха в различных
условиях.
Найден оптимальный шаг оребрения при
«сухой» теплопередаче.
G) Установлено влияние на наружный
теплообмен температуры, температурного напора, гео-
(8) метрии ребер и других факторов.
Получены критериальные уравнения и
уравнения в размерной форме для определения ав
в малых испарителях, работающих с
естественной конвекцией воздуха.
Предложена номограмма для определения
коэффициента теплоотдачи испарителей,
изготовленных из труб с наружным диаметром от
12 до 20 мм, при разных геометрических
факторах оребрения и температурных условиях.
ЛИТЕРАТУРА
1. Каталоги завода им. А. Иванова (НРБ),
Харьковского завода торгового машиностроения (СССР), завода
ЛТХ (СФРЮ), фирмы «Кюба» (ФРГ), фирмы «Кон-
тардо» (Италия) и фирмы «Скот Мак Луей» (США).
2. Жеребцов А. Н., Г у р е в и ч Е. С. Испытание
фреонового компрессорно-конденсаторного агрегата
АК-2ФВ 3/1,5 (ИФ-50) с испарительной частью и
автоматикой. Отчет ВНИИхиммаша, 1954.
3. Жученко В. Выбор рациональной конструкции
испарителя для холодильных шкафов. «Холодильная
техника», 1958, № 6.
4. Ш а в р а В. М. Влияние перегрева пара,
выходящего из испарителя, на работу малой холодильной
машины. «Холодильная техника», 1962, № 6.
5. Г а ч и л о в Т. С. Исследование теплообмена в
испарителях малых холодильных машин, работающих
при естественной конвекции воздуха. Диссертация.
ЛТИХП, 1968.
6. Elenbaas W. «Physica», 1942, № 1, p. 1—28.
7. Поляк Г. Л. Известия Энергетического института
АН СССР, т. III, вып. 1, 2, 1935.
8. Иоффе Д. М. Ребристые охлаждающие приборы
для холодильных камер. М., Госторгиздат, 1956.
43

О положении точки замера среднеобъемной температуры
в теле после охлаждения
В. П. КОВАЛЬКОВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт морского рыбного хозяйства
и океанографии
664.8.037.1
В технологических процессах обработки
пищевых продуктов иногда требуется замерять
среднеобъемную температуру в теле в конце
охлаждения (нагревания) *. Под
среднеобъемной понимают температуру, которая должна
установиться в теле после выравнивания (при
адиабатных условиях) в нем температуры по
всему объему. Если тело охлаждается в
симметричных условиях, имеет постоянную
удельную теплоемкость и может быть
отождествлено с телом простой формы (шаром,
неограниченной пластиной или цилиндром), среднеобъ-
емная температура в некоторый момент
времени т' определяется выражением с
интегралом Стилтьеса
T=-^-^T(x,x')dV(x), A)
О
где V(l) — весь объем тела;
/ — характеристический линейный
размер тела: для пластины —
полутолщина, для сплошных шара
и цилиндра — радиус, для полых
шара и цилиндра — толщина
стенки.
Поскольку распределение температуры
Т(х, х) в однородном теле всегда
непрерывное, то следует ожидать, что температура
некоторой изотермической поверхности тела
будет соответствовать значению его
среднеобъемной температуры. Необходимо знать
положение этой изотермической поверхности.
В работе [1] показано, что при
симметричном охлаждении (нагревании) однородных
шара, неограниченных цилиндра и пластины
после наступления регулярного режима первого
или второго рода [2], т. е. когда распределение
температуры в теле становится подобным для
любого последующего момента времени,
расстояние от центра симметрии тела до
изотермической поверхности, температура которой
соответствует среднеобъемной температуре те-
* Случаи при фазовых превращениях в статье не
рассматриваются.
ла A), определяется с максимальной
погрешностью 3,3% выражениями:
для пластины толщиной 2 / \
Х*=_К_1_/^ 0,577/,
I
для сплошного цилиндра радиусом /
* VT \ B)
r*=JL^i^ 0,707 Л | w
для сплошного шара радиусом /
г* = XJ5 t ^ 0O75 Л |
5 )
Пользуясь этими значениями координаты,
можно одним замером (путем помещения
температурного датчика на определенную
глубину) найти среднеобъемную температуру тела
в любой момент времени после наступления
регулярного режима.
Однако на практике могут встретиться
случаи, когда требуется замерить
среднеобъемную температуру в охлажденном теле (с
неравномерным распределением температуры)
спустя некоторое время после того, как
прекращен его теплообмен с окружающей средой.
Это может быть, если тело после охлаждения
изолируется или помещается среди таких же
тел с тем же распределением температуры в
соответствующий момент времени.
В этих случаях выражения B) уже не будут
справедливы, поскольку в теле происходит
перестройка температурного поля в связи с
новыми (адиабатными) граничными условиями.
Положение изотермической поверхности
среднеобъемной температуры A) тела будет
также меняться до тех пор, пока в теле не
установится новый регулярный режим.
Этот своеобразный регулярный режим,
который удобно назвать адиабатным, является
разновидностью регулярного режима первого
рода. При этом режиме тело как бы условно
разделяется на две области (одна из которых
нагревается, а другая охлаждается) одной
изотермической поверхностью, которая
остается неподвижной в течение всего адиабатного
периода, сколько бы он ни продолжался.
44

Такой изотермической поверхностью может
быть только изотермическая поверхность
среднеобъемной температуры тела. Зная
положение этой изотермической поверхности, которое
для однородного тела определяется только
формой его, можно, не дожидаясь полного
выравнивания температуры по всему объему
тела, замерять с большой точностью средне-
объемную температуру тела с момента, когда
в нем устанавливается адиабатный
регулярный режим.
Установим положение этой изотермической
поверхности, а также время наступления
адиабатного регулярного режима в телах простой
формы.
Особенностью регулярного режима является
то, что все теплофизические характеристики
тела, определяющие течение нестационарного
процесса, объединяются в один обобщенный
параметр, который имеет смысл полного
момента теплоемкости [3] по аналогии со
статическим моментом в механике (аналогом массы
является теплоемкость объема тела, а аналогом
расстояния—термическое сопротивление).
Следовательно, сама изотермическая поверхность
среднеобъемной температуры тела должна
находиться в положении равенства взятых по
отношению к этой поверхности моментов
теплоемкости одной и другой указанных областей
тела.
Опыты на гидроинтеграторе системы
Лукьянова [4] подтвердили существование этой
особенности. Поэтому изотермическую
поверхность среднеобъемной температуры
определить чрезвычайно просто. Следует поступать
так, как при определении центра тяжести
масс, распределенных на прямой (поскольку
рассматриваются одномерные задачи), т. е.
найти положение точки в теле простой формы,
по отношению к которой моменты
теплоемкости слева и справа равны.
Окончательные выражения для определения
расстояния от центра симметрии тела до
изотермической поверхности среднеобъемной
температуры для однородных тел простой формы
в адиабатном регулярном режиме имеют
следующий вид:
пластина толщиной 2/ ^
х* = 0,5 /,
сплошной цилиндр радиусом /
1 0,607/, I C)
V
полый цилиндр
г* = /?3ехр
R* .in*-
R\-R\
сплошной шар радиусом /
0,666/,
-т'
полый шар
2
3
4- я?
/§-*?
C)
где Ri и R2
радиусы внутренней и
наружной поверхностей полого тела.
Таким образом, если однородное сплошное
тело простой формы в конце охлаждения
находится в состоянии регулярного теплового
режима, а затем помещается в адиабатные
условия, то изотермическая поверхность средне-
объемной температуры тела, как видно из
сравнения формул B) и C), незначительно
(^0,1 /) смещается в сторону центра
симметрии тела.
Продолжительность иррегулярного периода
перед наступлением адиабатного регулярного
режима можно характеризовать формулой
0,01 +
0,02
/
D)
гдеа = — коэффициент
температуропроводности;
/==1;2;3 — коэффициент формы
соответственно для сплошных пластины,
цилиндра и шара (значения /
для полых тел см. в статье [3]
при Bi = oo).
Отклонение температуры, измеряемой в
точках тела на расстоянии, найденном по
формулам C), в период времени, определяемый
формулой D), от действительной среднеобъемной
температуры тела ожидается не более +2,5%
максимального перепада температур в теле.
Для сравнения приведем аналогичную
формулу иррегулярного периода перед
наступлением регулярного режима первого рода при
охлаждении тела от равномерной начальной
температуры в среде с постоянной температу-
оой:
2_
BI
где
-(^г + 1
al
Bi
1 + Bi
0,06 +
0,12
E)
Bi =
a — коэффициент теплоотдачи, или
обратная величина коэффициента
термического сопротивления на
поверхности тела;
X — коэффициент теплопроводности
вещества тела.
Приведем пример. Партию свежепойманно-
го тунца вначале охлаждали в течение 3 ч в
45

бункере непосредственным контактом с
охлажденной морской водой, которую затем отвели.
Требуется определить среднеобъемную
температуру партии рыбы после отвода
охлаждающей воды. Тело тунца можно отождествить
с цилиндром (/=2, /=0,125 м, а = 0,00047 м2/ч,
а=1500 ккал/(м2•наград) — при охлаждении
в воде).
Используя формулу E), определяем, что
продолжительность иррегулярного периода
перед наступлением регулярного режима
первого рода при охлаждении рыбы водой должна
быть равна примерно 4 ч. Но охлаждение
проводили только 3 ч, поэтому в теле рыбы
регулярный режим первого рода не мог
установиться, и формулами B) пользоваться нельзя.
Нужно высчитать, через какое время в теле
рыбы установится адиабатный регулярный
режим. По формуле D) находим т^40 мин.
Влияние теплопритоков в цилиндре
на рабочий процесс холодильного
компрессора
Доктор техн. наук, проф. Н. Н. КОШКИН
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
В. И. ФОМЕНКО
Черкесский завод холодильного машиностроения
621.57.041.004.12
Значительная часть рабочего цикла в цилиндре
компрессора (обратное расширение и всасывание, начальная
стадия сжатия) протекает при подводе тепла к рабочему
веществу [1] от стенок цилиндра, в основном от крышки,
отделяющей полость цилиндра от нагнетательной
полости компрессора с постоянно высокой температурой.
В лаборатории кафедры холодильных машин ЛТИХП
исследованы степень эффективности снижения
теплопритоков к рабочему веществу (фреон^12) от крышки
цилиндра и влияние ее теплоизоляции на рабочий процесс
поршневого блок-картерного прямоточного компрессора
АВ-22, работающего в паровом кольце.
Испытания проводили при постоянном давлении
нагнетания рн=9,75 кгс/см2 (гк = 40°С) и последовательно
изменяемом давлении всасывания рВс — 3,70; 3,25; 1,8
и 1,3 кгс/см2 (tQ соответственно 5; 0; —15 и —25°С).
В каждом из указанных режимов снимали
индикаторные диаграммы с помощью индикатора типа МАИ-2.
Вначале компрессор был укомплектован
нагнетательными клапанами, которые одновременно служили крыш-
Следовательно, спустя 40 мин после отвода?
охлаждающей воды в теле каждой рыбы
устанавливается адиабатный регулярный режим,
при котором среднеобъемную температуру A)
можно замерить согласно формуле C) на
глубине 0,125—0,125.0,607 = 0,049 м от
поверхности тела.
ЛИТЕРАТУРА
1. Кудрявцев Е. В., Чекалев К. Н., Шум а-
к о в Н. В. Нестационарный теплообмен. М.,.
Изд-во АН СССР, 1961.
2. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.,
«Высшая школа», 1967.
3. Ковальков В. П. К определению
продолжительности охлаждения сплошных и полых тел
простой формы. «Холодильная техника», 1969, № 3.
4. Лукьянов В. С. Гидравлические приборы для
технических расчетов. Известия АН СССР, ОТНг
1939, № 2.
ками цилиндров. Затем на поверхность нижней плиты
нагнетательных клапанов был наклеен слой
теплоизоляции (чертежная бумага толщиной 0,18 мм), при этом
линейное мертвое пространство сохранялось равным
первоначальному с помощью прокладок под всасывающими
клапанами.
После этого весь цикл испытаний компрессора
повторили, причем индикаторные диаграммы снимали на
ленту с записью их при работе компрессора с крышкой
цилиндра без теплоизоляционного слоя.
Индикаторные диаграммы компрессора приведены на
рис. 1.
Как видно из рис. 1, наличие теплоизоляционного
слоя ускоряет снижение давления в цилиндре и
повышение среднего показателя политропы обратного
расширения. Благодаря этому объемный коэффициент Хс
увеличивается и в режиме /?н = 9,75 кгс/см2 и рвс = 3,7 кгс/см2
равен 0,923 вместо 0,857 при отсутствии теплоизоляции.
Коэффициент подачи X (по состоянию рабочего
вещества перед всасывающими окнами цилиндра и в
нагнетательной полости компрессора) повышается до 0,856, т. е.
примерно на 10%, что приводит к увеличению
затраченной в цикле работы. При этом количество
дополнительной работы характеризуется площадью f\, заключенной
между линиями обратного расширения.
При наличии теплоизоляционного слоя на крышке ,
цилиндра вследствие приближения процесса к
адиабатному линия сжатия имеет меньший показатель
политропы, и площадь f2 соответствует снижению работы,
затрачиваемой на сжатие фреона.
Энергетическую эффективность сокращения тепло-
притоков из нагнетательной полости к рабочему
веществу в цилиндре можно оценить, сравнивая значения
удельной индикаторной работы в цикле (работа, затраченная
на сжатие 1 кг фреона), величина которой определяется
общепринятым методом из индикаторной диаграммы.
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
46

•u 7
5:
* 6
4.
I H H
%/'
\
ш/2
Pec-V
K8C/CM2
J
0 /0 20 30 40 50 60 S, мм
Рис. 1. Индикаторные диаграммы компрессора:
:— нагнетательные клапаны без
теплоизоляционного слоя; — то же, с теплоизоляционным слоем.
Для анализа влияния теплопритоков из
нагнетательной полости на протекание процесса сжатия была
построена s, Г-диаграмма (рис. 2).
Средние значения температуры и давления рабочего
вещества во всасывающей полости компрессора
определялись путем непосредственного измерения. К началу
сжатия (точки / и Л, рис. 2) температура рабочего
вещества в цилиндре несколько выше, чем во
всасывающей полости за счет теплопритоков от стенок цилиндра
во время обратного расширения и всасывания. Чтобы
учесть влияние подогрева только в цилиндре и
исключить подогрев рабочего вещества во всасывающей
магистрали компрессора, коэффициент подачи определяли
по состоянию рабочего вещества перед цилиндром, а не
во всасывающем патрубке компрессора. Тогда снижение
производительности компрессора от повышения
температуры всасываемого рабочего вещества в цилиндре
можно приближенно оценить с помощью коэффициента
подогрева Х^
х:.= ^,
где 7ц и 7ц —- соответственно объемный вес рабочего
вещества в цилиндре в начале сжатия и перед
цилиндром.
Вместе с тем коэффициент подогрева согласно
принятой методике является одним из сомножителей,
составляющих коэффициент подачи компрессора, и может быть
с достаточной точностью определен при наличии
вычисленных значений объемного коэффициента и
коэффициента дросселирования (из индикаторной диаграммы), а
также коэффициента подачи, найденного
экспериментально. При этом предполагается, что^ коэффициент
плотности близок к единице. Величина \w с клапанами без
теплоизоляционного слоя была равна 0,972, с клапанами
с теплоизоляционным слоем — 0,985.
st ккалДкъърад)
Рис. 2. Процессы сжатия в 5, Г-диаграмме:
нагнетательные клапаны без
теплоизоляционного слоя; то же, с теплоизоляционным слоем.
Зная, таким образом, расчетную величину ^
коэффициента подогрева, можно определить объемный вес
рабочего вещества в полости цилиндра в начале сжатия.
Из индикаторной диаграммы находим давление в
цилиндре в начале сжатия. При объемном весе пара
7Ц = 17,25 яг/л*3 температура начала сжатия для
клапанов без теплоизоляционного слоя и с теплоизоляционным
слоем соответственно равна 36 и 32°С.
Для построения процесса сжатия в s, Г-диаграмме
величины давления и удельного объема определяются из
индикаторной диаграммы. Температура в цилиндре для
этих точек может быть с достаточной точностью
определена по s, Г-диаграмме.
Протекание рабочего процесса в индикаторной
диаграмме показывает, что при изоляции крышки цилиндра
рабочее вещество в процессе обратного расширения
подогревается меньше и поэтому линия обратного
расширения проходит круче (см. рис. 1).
На рис. 2 показаны линии сжатия, перенесенные из
индикаторной в s, Г-диаграмму, из которой видно, что
теплопритоки к рабочему веществу при изоляции
крышки снижаются, что характеризуется сравнительно
малой кривизной линии сжатия на индикаторной
диаграмме и меньшей кривизной линии этого процесса в s,
Г-диаграмме. Сокращение теплопритока от поверхности
клапанов к находящемуся в полости цилиндра рабочему
веществу обеспечило более низкую его температуру в
процессе всасывания, более крутое протекание линии
сжатия и увеличение весового заряда цилиндра
(повышение коэффициента подачи компрессора).
Вместе с тем понижение температуры начала сжатия
и уменьшение дополнительного подогрева пара в первый
период процесса сжатия приводят к тому, что
температура газа становится ниже, чем в процессе, протекаю-
47

^^ГР^-ЬН^^
ч
0,9
0.7
Ж.
Рве
Рис. 3. Зависимость коэффициента подачи (а) и индика-
рв
торного к.п.д. (б) от отношения давлений 1
Рве
нагнетательные клапаны без
теплоизоляционного слоя; то же, с теплоизоляционным слоем.
щем без теплоизоляции, причем наибольшая разность
достигается после прохождения поршнем первых 30%
хода.
На рис. 3 приведены значения коэффициента подачи
и индикаторного к.п.д. компрессора с
теплоизоляционным слоем на поверхности нагнетательных клапанов и
- р"
без него в зависимости от отношения давлении .
Рве
Наличие тепловой изоляции не оказывает
существенного влияния на газодинамические качества клапанов, и
коэффициенты дросселирования, что видно из
индикаторной диаграммы, в том и другом случае остаются
одинаковыми. Поэтому величина индикаторного
коэффициента всасывания Хг с теплоизоляционным слоем на
клапанах пропорциональна объемному коэффициенту.
Ограничение теплопритоков к рабочему веществу от
поверхности крышки цилиндра путем ее теплоизоляции
обеспечивает поддержание в цилиндре более низкой
температуры, снижение затрачиваемой работы на единицу
объема, снижение веса циркулирующего рабочего
вещества и повышение индикаторного к.п.д.
Как видно из приведенных рисунков, влияние^ тепло-
притоков в цилиндре со стороны нагнетательной поло-
. Р*
сти тем больше, чем меньше отношение давлении ,
Рве
Ря
поскольку при низких значениях влияние других
факторов на коэффициент подачи и индикаторный к.п.д.
незначительно. Наличие теплоизоляционного слоя
наиболее сильно сказывается при работе компрессора и
режимах кондиционирования.
Выводы
Ослабление подвода тепла в процессе обратного
расширения приводит к относительно быстрому падению
давления в цилиндре, более раннему открытию
всасывающего клапана и снижению температуры рабочего
вещества в начале всасывания, в результате чего
увеличивается производительность компрессора.
Более низкая температура в начале сжатия рабочего
вещества и значительное сокращение подвода тепла к
нему со стороны нагнетательной полости в период
сжатия снижают энергозатраты на проведение этого
процесса.
В многооборотных компрессорах, где затруднен
отвод тепла из цилиндра во внешнюю среду,
целесообразно сократить теплопритоки к пару в цилиндре за счет
внутреннего теплообмена [2].
ЛИТЕРАТУРА
1. Вейнберг Б. С. Поршневые компрессоры
холодильных машин. М., «Машиностроение», 1965.
2. Кошкин Н. Н., Федотов А. Г.,
Фоменко В. И. Зависимость термодинамических
процессов в поршневом компрессоре от внутреннего
теплообмена в цилиндре. Труды Всесоюзной
научно-технической конференции по термодинамике. М., Госторг-
издат, 1970.
Поправка
к статье Н. Д. Блувштейна, В. И. Канторовича «Надежность домашних
холодильников в период гарантии», опубликованной в журнале «Холодильная техника», 1970,
№ 8.
Стр. 32, левая колонка
17-я строка сверху
Напечатано
Следует читать
до 3°/о в год
до р,3°/о в год

ОБМЕН ОПЫТОМ
Применение съемных штуцеров
На ряде заводов, выпускающих домашние
холодильники и герметичные компрессоры, на
кожухе компрессора применяют запаиваемую
(завариваемую) наполнительную трубку
вместо штуцера с запорной иглой.
Для выполнения технологических операций
при изготовлении или ремонте таких
компрессоров (опрессовка, вакуумирование,
заполнение маслом и фреоном) их присоединяют к
оборудованию герметичными быстросъемными
полумуфтами (см. «Холодильная техника»,
1968, №3).
Одни полумуфты постоянно закреплены на
присоединительных шлангах или
трубопроводах оборудования, другие монтируют на
наполнительных трубках. Полумуфту закрепляют на
наполнительной трубке и снимают ее после
завершения сборки или ремонта.
Пользование герметичными полумуфтами
значительно удобнее, чем герметичными
ключами для открывания иглы штуцера на кожухе
компрессора. Однако в ремонтной мастерской
находятся одновременно агрегаты как со
штуцерами, так и с трубками. К тому же не
каждая мастерская в состоянии приобрести
необходимое количество полумуфт и поддерживать
их в надлежащем состоянии.
Указанных затруднений можно избежать,
применив для ремонта компрессоров с
наполнительными трубками вместо полумуфт
съемные штуцеры с запорными иглами. Такие
штуцеры можно монтировать на наполнительной
трубке аналогично полумуфтам и в то же
время пользоваться обычными герметичными
ключами, как и для агрегатов со штуцерами на
кожухе компрессора.
Для этой цели необходимо иметь
соответствующее количество штуцеров с иглами. К
каждому штуцеру приваривают переходный
штуцер, при помощи которого штуцер с
запорной иглой можно надевать на наполнительную
трубку.
При отсутствии штуцеров с запорными
иглами в комплектах запасных частей мастерской
можно использовать штуцеры от бракованных
герметичных компрессоров (срезать их с
крышек кожуха).
вместо герметичных полумуфт
621.57,041
Установка штуцера с запорной иглой на
наполнительной трубке:
/ — корпус переходного штуцера; 2 — уплотнительная
втулка; 3 — шайба; 4 — распорный болт; 5 —
наполнительная трубка; 6 — штуцер с запорной иглой.
Переходный штуцер (см. рисунок) состоит
из стального корпуса, внутри которого
находится уплотнительная втулка из бензомасло-
стойкой резины, поджимаемая распорным
болтом через латунную шайбу. В торце болта
просверливают отверстие под наполнительную
трубку агрегата (наружный диаметр трубки у
всех отечественных агрегатов одинаков).
Изготовить переходный штуцер нетрудно.
При сварке переходного штуцера и штуцера
с иглой необходимо обеспечить герметичность
шва, а также совпадение отверстий в торцах.
В случае использования штуцеров с
холодильных агрегатов «ЗИЛ», имеющих боковой
патрубок, последний нужно срезать, и отверстие
в корпусе заварить, а в торце просверлить
другое отверстие, соединяющееся с
отверстием в переходном штуцере.
Закрепляется переходный штуцер на
наполнительной трубке завертыванием распорного
болта, который при этом поджимает уплотни-
тельную втулку, чем обеспечивается надежное
крепление переходного штуцера на трубке и
требуемое уплотнение.
При завертывании болта и при открывании
и закрывании запорной иглы герметичным
ключом переходный штуцер удерживают от
проворачивания гаечным ключом.
И. Н. КРУГЛЯК
49

Схема автоматизации градирни
621.175.3
Некоторыми ремонтно-монтажными
комбинатами и ремонтными заводами, а также
Опытным заводом ВНИХИ изготовляются
различные конструкции градирен для холодильных
агрегатов.
Для нормальной эксплуатации холодильный
агрегатов и экономии электроэнергии автором
разработан вариант электрической схемы с
взаимной блокировкой. Такая схема (см.
рисунок) применена в магазине «Океан» Азчер-
рыбсбыта (г. Севастополь), где смонтировано
три холодильных агрегата ХМФВ-20.
В электрическую цепь параллельно катушке
магнитного пускателя МПН насоса и
вентилятора градирни после нормально закрытых
контактов 1РТ, 2РТ теплового реле ТРН-8
дополнительно включено промежуточное реле
РПТ-100, которое при включении рубильника
насоса РН срабатывает и своими
замыкающими контактами IP блокирует цепи катушек
магнитных пускателей МПК компрессоров.
При пуске одного или всех холодильных
агрегатов включается и электродвигатель насоса
ДН, так как цепь катушки магнитного
пускателя насоса МПН получает питание через
блок-контакты всех трех магнитных пускателей
компрессоров.
При аварийной остановке электродвигателя
насоса (выпадание одной из фаз или
перегрузка) разрываются замыкающие контакты IP в
цепях катушек МПК компрессоров.
ФФФ
рд
^1р
46*6*6
11
4.Ls_ mi
WT ;
мм
гО-1
f
РД
11
>^>> у=шп
f
2РТ\
WT i
нн
¦в
2РТ\
1Р
Электрическая схема с взаимной блокировкой.
При необходимости одновременной работы
нескольких насосов градирен катушки
магнитных пускателей насосов должны быть
одинаковы по напряжению и питаться от одноименных
фаз.
Предлагаемая схема обеспечивает
автоматическое отключение и включение
электродвигателей насоса и вентилятора градирни при
автоматической работе компрессоров и остановку
их в случае аварийного отключения
электродвигателя насоса.
Н. Д. ЛУЩЕНКОВ — Севастопольский ремонтно-мон-
тажный комбинат «Укрглавторгтехника»
К 60-летию Александра Владимировича Кана
В августе 1970 г. исполнилось 60 лет со дня
рождения и 40 лет инженерной деятельности главного
конструктора Управления судостроения Министерства
рыбного хозяйства СССР Александра Владимировича Кана.
Вся многолетняя трудовая деятельность А. В. Кана
посвящена развитию холодильного хозяйства страны.
Окончив в 1931 г. холодильный факультет Московского
института сельскохозяйственного машиностроения имени
М. И. Калинина, он рэботал в тресте «Мясохладстрои»
по проектированию и монтажу крупных холодильников
в Москве, Одессе, Семипалатинске и других городах.
С 1937 г. Александр Владимирович непрерывно
работает в рыбной промышленности и в настоящее
время является одним из ведущих специалистов в области
оснащения рефрижераторного флота современной
холодильной техникой.
А. В. Кан принимал участие в проектировании
многих крупных отечественных рефрижераторных судов и
в приемке судов, построенных по заказу СССР в
Польше, Швеции, Голландии и Франции.
Александр Владимирович является автором
изобретений в области интенсификации замораживания рыбы
на промысловых судах.
А. В. Кан — член авторского коллектива
энциклопедического справочника «Холодильная техника», автор
(совместно с В. И. Матвеевым) книги «Установки и
аппараты для замораживания рыбы» и ряда статей в
отечественных и зарубежных журналах. Он член Научно-
технического совета Министерства рыбного хозяйства
СССР и Ученого совета ВНИХИ, член редакционной
коллегии журнала «Холодильная техника».
За успешную работу в рыбной промышленности
А. В. Кан награжден медалями и значком «Отличник
Министерства рыбного хозяйства СССР».
Редакционная коллегия журнала «Холодильная
техника» сердечно поздравляет Александра
Владимировича с юбилейной датой и желает ему доброго здоровья
и больших успехов в работе.
50

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Способы защиты охлаждающих рассольных систем
рефрижераторных вагонов от коррозии
Разработка эффективных способов защиты
от коррозии рассольных систем охлаждения
рефрижераторных вагонов имеет важное
народнохозяйственное значение.
На Воронежском вагоноремонтном заводе с
участием работников Всесоюзного
научно-исследовательского института
железнодорожного транспорта исследованы скорость и
характер коррозионных повреждений рассольных
трубопроводов рефрижераторных вагонов под
действием 25—30%-ных растворов хлористого
кальция, а также атмосферной коррозии.
Установлено, что за весь срок службы 23-
вагонного поезда требуется сменить два
комплекта труб и других деталей рассольной
системы общим весом около 100 т. Стоимость
материальных и трудовых затрат при
выполнении этой работы превышает 30 тыс. руб.
Наблюдения показали, что трубы с
внутренней стороны покрываются неравномерным по
толщине слоем из магнетита Fe304-xH20,
осадков труднорастворимых солей CaMg(C03J,
СаС03-Са(ОНJ и др. При эксплуатации в
течение 12 лет толщина отложений достигает
10 мм. Эти отложения значительно
уменьшают сечение рассольных трубопроводов,
снижают теплопроводность их стенок, затрудняют
циркуляцию рассола и уменьшают
эффективность работы охлаждающей системы в целом.
Более интенсивно корродируют рассольные
баки. Некоторые из них уже через 6 лет имеют
сквозные повреждения.
Коррозия возникает вследствие того, что
поверхность металла в рассоле оказывается
химически неоднородной, участки, покрытые
плотным слоем окислов, становятся катодами,
а участки в местах пор и трещин в этом слое—
> анодами. Железо на анодных участках корро-
' дирует по схеме
2 0 Fe2+ + mH20 —* Fe2+ mH20 + 2 8.
Освободившиеся при этом электроны 9
перетекают по металлу на катодные участки, где
накапливаются, что приводит к поляризации
и снижению скорости коррозии вплоть до
полного ее прекращения. При наличии в
растворе кислорода на катодных участках поверхно-
621.643:620.19
сти металла будет протекать деполяризация
с поглощением избыточных электронов и
образованием ионов гидроксила:
О3 + 2Н2О + 40—*4(ОН)-.
Вследствие процесса деполяризации скорость
коррозии повысится.
Таким образом, скорость коррозии стали в
рассоле хлористого кальция определяется
наличием в этом рассоле кислорода или другого
деполяризатора.
Так как растворимость кислорода в
концентрированных растворах хлористого кальция
очень низка и рассольная система замкнута,
то доступ кислорода к металлу оказывается
затрудненным. Поэтому скорость коррозии
в рассольных трубопроводах при надлежащих
условиях эксплуатации будет небольшой.
В другом положении находятся запасной
и компенсационный баки, где уровень рассола
меняется.
На рис. 1 представлены результаты
лабораторных испытаний, проведенных при
различных условиях экспозиции металлических
пластинок (Ст. 3) в одном и том же рассоле. Эти
испытания показывают, что поверхность
образца, переносимого из рассола в атмосферу
и обратно, корродирует в 80 раз быстрее, чем
Рис. 1. Средняя потеря веса
образцов (Ст. 3) в рассоле
(раствор хлористого кальция) при
различных условиях
экспозиции:
/ — переменное погружение
B ч в рассоле, 1 ч на воздухе,
16 ч в рассоле); 2 —
атмосферная коррозия (образцы
окунают в рассол, остальное время
они находятся на воздухе); 3—
при наличии ватерлинии; 4 —
полное погружение в течение
всего времени.
51

поверхность, находившаяся в расссле в
течение того же времени.
Хлористый кальций является отходом
производства бертолетовой соли КС1СЧ поэтому
последняя всегда в нем присутствует (ГОСТом
допускается содержание до 1,2%). Кривые
катодной поляризации железного электрода в
рассоле, содержащем примесь бертолетовой
соли, которая легко отдает кислород,
перемещаются в область более положительных
потенциалов (рис. 2), что указывает на активное
деполяризующее действие этой примеси.
Как показала практика, при наличии в
растворе хлористого кальция примеси
бертолетовой соли скорость коррозии рассольных
систем значительно возрастает (рис. 3).
Содержание в рассоле щелочи (величина
рН рассола 10—11) способствует в первое
время после заполнения системы свежим
рассолом образованию защитной пленки на
металле. Однако по мере снижения щелочности
в процессе эксплуатации агрессивные свойства
рассола повышаются.
1
1100
-900
-700
эии
зЛп
•*"
1
\
\
is
2,-
У
*
'"¦"""""
— —
¦~ <-"¦• *¦¦
50 100 150 200 250 300 350
Плотность тона, мна/смг
Рис. 2. Кривые катодной поляризации
железного электрода в растворах хлористого кальция:
/ — химически чистого; 2 — с примесью
бертолетовой соли.
15
10
I
0,5
Рис. 3. Скорость
коррозии стали
Ст. 3 в растворах
хлористого
кальция
(экспериментальные данные
испытаний
образцов в рассольных
рукавах в течение
года):
1 — с примесью
бертолетовой соли;
2 — без примеси
бертолетовой соли.
Таким обра-зом, для защиты внутренней
поверхности трубопроводов необходимо
применять хлористый кальций, содержащий
наименьшее количество примесей.
Сильному разрушению в результате
атмосферной коррозии подвергаются наружные
поверхности рассольных трубопроводов. Этому
способствует пониженная по сравнению с
температурой окружающего воздуха температура
труб, вызывающая конденсацию влаги на их
поверхности.
В процессе эксплуатации рефрижераторных
вагонов плотность термоизоляционного слоя,
покрывающего наружную поверхность
трубопроводов, нарушается от толчков и вибраций.
Это приводит к отслаиванию термоизоляции,
а при отсутствии надежного защитного
покрытия -- к капельной конденсации влаги на
поверхности труб, вследствие чего на них
возникают повреждения в виде язв и каверн. На
некоторых участках труб тол шина отложений
продуктов коррозии достигает 5 мм, что
соответствует повреждению металла на глубину
~2 мм. В отдельных случаях образуются
сквозные повреждения.
На рис. 4 представлены результаты
измерений глубины проникновения коррозии на на-
ружной и внутренней поверхностях
рассольного трубопровода, находящегося в
эксплуатации 10 лет. Наибольшая глубина
проникновения коррозии на наружной поверхности трубы.
Падежное предохранение трубопроводов от
атмосферной коррозии — важнейшее условие
продления срока службы труб.
Применяемая для изоляции рассольных
трубопроводов мипора весьма гигроскопична.
Контакт стали с увлажненной мипорой
значительно ускоряет ее коррозию.
В целях замены мипоры менее влагоемким
материалом на Воронежском
вагоноремонтном заводе проведены опытные работы по
изоляции трубопроводов фенолформальдегид-
ным пенопластом ФРП-1. С помощью форм
различной конструкции можно получить тер-
ко
0,8
0,6
ОМ
02
о г
1**\
"к
2
\ /
г 1 1
w j j
в 8 W 12 >4 W
2ли на moybb' MV
го г? ?ч ^ ч
Рис. 4. Глубина проникновения коррозии на наружной
A) и внутренней B) поверхностях рассольного трубо-
гшовода.
52

вагонах, но и на стационарных
холодильниках.
моиооляипонные блоки для аппаратов и трубо- шие результаты дает оцинковка термодиффу-
проводов сложней конфигурации, при этом знойным способом.
снижается трудоемкость изоляционных работ. Внутреннюю поверхность рассольных баков
В настоящее время разработаны более со- трудно окрашивать или оцинковывать. Кроме
вершенные полимерные материалы, заменяю- ТОГо, краска со временем отслаивается, что за- *
шие мипору. грязияет рассол и затрудняет его циркуляцию.
Наружную поверхность рассольных трубо- Баки следует изготовлять из нержавеющих
проводов может защитить от атмосферной сталей, алюминиевых сплавов или пластмасс,
коррозии окраска (в два слоя) свинцовым су- в этом случае увеличивается срок их службы,
риком или грунтовка краской на битумной ос- снижается- количество продуктов коррозии в
нове с последующим нанесением липкой само- рассольной системе и уменьшается коррозия
приклеивающейся ленты. В качестве опытных трубопроводов
органических покрытий могут быть использо- Указанные СПОсобы защиты, позволяющие
ваны применяемые при защите труб от почвен- снизить коррозионные повреждения
рассольной коррозии битумно-резиновая мастика в ных систем^ повысить срок их службы, могут
горячем состоянии Aо0 С) оитумно-резиново- быть применены не ТОЛько в рефрижераторных
асбестовая мастика (изол) в холодном состоя- г
нии с нанесением их по битумному грунту.
Покрытия можно усилить обертыванием липкой
лентой (ПХВ-118). В. А. СИРОТИНСКИЙ, Ж. В. ВАСИН — Воронежский ва-
Надежная Защита раССОЛЬНЫХ трубоПрОВО- гоноремонтный завод МПС
ДОВ ДОСТИГаеТСЯ И ГОРЯЧИМ ЦИНКОВаНИем BHVT- л. С ЛЕБЕДЕВА - Всесоюзный научно-исследователь-
реННИХ К Наружных поверхностей. Еще Луч- ский институт железнодорожного транспорта
Продолжается подписка на 1971 год
на ежемесячный научно-технический
и производственный журнал
««ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА»
Журнал является единственным в СССР периодическим изданием
по вопросам производства искусственного холода и его применения
в пищевой, химической, нефтяной, металлургической,
машиностроительной и других отраслях промышленности, в предприятиях торговли и
общественного питания, сельском хозяйстве, на транспорте и в быту.
Большое внимание уделяется опыту работы передовых
предприятий, автоматизации и механизации производственных процессов,
проектированию, строительству и эксплуатации холодильников, экономике
и планированию холодильного хозяйства.
Даются консультации по эксплуатации холодильных машин и
установок, монтажу и ремонту холодильного оборудования, наладке
приборов автоматики, холодильной обработке и хранению продуктов.
Систематически помещаются справочные материалы о новых холодильных
машинах и аппаратах, приборах автоматики, типовых проектах
холодильников, фабрик мороженого, заводов сухого льда.
Периодичность — 12 номеров в год. Объем номера — 4
печатных листа F4 страницы).
Подписная цена: на 12 мес. — 6 руб., на 6 мес. — 3 руб. Цена
отдельного номера — 50 коп.
Журнал распространяется только по подписке. Подписка
принимается без ограничения в пунктах подписки «Союзпечать», на
почтамтах, в узлах и отделениях связи, а также общественными
распространителями печати на предприятиях, в учреждениях и учебных заведениях.

ПРАВИЛА ТЕХНИКИ БЕЗОПАСНОСТИ
НА ФРЕОНОВЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ
УСТАНОВКАХ*
Приложение 6
ПРАВИЛА ТЕХНИЧЕСКОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК ПОТРЕБИТЕЛЕЙ И ПРАВИЛА
ТЕХНИКИ БЕЗОПАСНОСТИ ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК ПОТРЕБИТЕЛЕЙ
(извлечение)
Утверждены Госэнергонадзором 12 апреля 1969 г.
Раздел Э I I.
ОБЩИЕ ЭЛЕКТРОУСТАНОВКИ
Глава ЭП-5.
Электродвигатели
ЭИ-5-1. Настоящая глава распространяется на
электродвигатели переменного и постоянного тока.
ЭН-5-2. Выбор и установка электродвигателей, пус-
"корегулирующей аппаратуры, контрольно-измерительных
приборов, устройств защиты, а также всего
электрического и вспомогательного оборудования к ним должны
соответствовать требованиям ПУЭ и условиям
окружающей среды.
ЭП-5-3. На электродвигателях и на приводимых ими
механизмах должны быть нанесены стрелки,
указывающие направление вращения механизма и двигателя. На
лускорегулирующих устройствах должны быть
отмечены положения «пуск» и «стоп».
При кнопочном включении и отключении
оборудования и механизмов кнопки включения должны быть
заглублены на 3—5 мм за габариты пусковой коробки.
Э11-5-4. Выключатели, контакторы, магнитные
пускатели, рубильники, пускорегулирующие устройства и т. п.,
а также предохранители должны иметь надписи,
указывающие, к какому двигателю они относятся.
Э11-5-5. Продуваемые электродвигатели,
установленные в запыленных помещениях, должны иметь подвод
чистого охлажденного воздуха извне или из смежных
помещений с заслонкой для прекращения подачи
воздуха непосредственно после остановки
электродвигателя. Минимальная температура подводимого воздуха не
нормируется.
ЭП-5-6. Выводы статорной и роторной обмоток и
кабельной воронки должны быть закрыты ограждениями.
Вращающиеся части машин — шкивы, муфты,
вентиляторы, открытые части валов также должны быть
закрыты ограждениями, снятие которых во время работы
машин запрещается.
ЭП-5-7. Защита электрических машин должна быть
выполнена в соответствии с Правилами устройства
электроустановок. На электродвигателях, у которых
возможна систематическая перегрузка по техническим
причинам, устанавливается защита от перегрузки,
действующая на сигнал, автоматическую разгрузку механизма
или на отключение.
При отключении электродвигателя ответственного
механизма от действия защиты и отсутствии
резервного допускается повторное включение электродвигателя
после тщательной проверки схемы управления, защиты
и самого двигателя.
Выбор плавких вставок для защиты от многофазных
замыканий электродвигателей механизмов с легкими
условиями пуска производится по формуле
'пусковой
* Окончание. Начало см. «Холодильная техника»,
1970, № 5—9.
'вставки — сх г '
а для двигателей механизмов с тяжелыми условиями
пуска (большая длительность разгона, частые пуски
и т. д.) по формуле
* пусковой
¦'вставки == ~~Z~~ 1 « •
Э11-5-8. Плавкие вставки предохранителей должны
быть калиброваны с указанием на клейме
номинального тока вставки. Клеймо должно быть
завода-изготовителя или электротехнической лаборатории. Применять
некалиброванные вставки запрещается.
Э11-5-9. Защита всех элементов сети потребителей, а
также технологическая блокировка узлов должны быть
выполнены таким образом, чтобы обеспечивался
самозапуск электродвигателей ответственных механизмов.
ЭН-5-10. Электродвигатели с принудительной
смазкой подшипников должны иметь блокировку,
отключающую электродвигатель при прекращении подачи
смазки.
ЭН-5-14. Электродвигатели, длительное время
находящиеся в резерве, должны быть постоянно готовы
к немедленному пуску, периодически осматриваться и
опробоваться по графику, утвержденному лицом,
ответственным за электрохозяйство цеха, участка,
предприятия (организации).
ЭН-5-15. Для наблюдения за пуском и работой
электродвигателей механизмов, регулирование
технологического процесса которых ведется по величине тока, на
пусковом щитке или панели должен быть установлен
амперметр, измеряющий ток в цепи статора
электродвигателя.
Установка амперметра также необходима в цепи
возбуждения синхронных электродвигателей.
На шкале амперметра должна быть отмечена
красной чертой величина тока, на 5% превышающая
номинальный ток электродвигателя, обозначенный на завод- '
ской таблице. 4
ЭП-5-16. Для контроля наличия напряжения на
групповых щитках и сборках электродвигателей должны
быть установлены вольтметры или сигнальные лампы.
ЭН-5-20. Электродвигатель немедленно (аварийно)
отключается от сети при:
а) несчастном случае (или угрозе его) с человеком,
требующим немедленной остановки электродвигателя;
б) появлении дыма или огня из электродвигателя
или его пускорегулирующей аппаратуры;
в) вибрации сверх допустимых норм, угрожающей
целости электродвигателя;
54

г) поломке приводимого механизма;
д) нагреве подшипника сверх допустимой
температуры, указанной в инструкции завода-изготовителя;
е) значительном снижении числа оборотов,
сопровождающемся быстрым нагревом электродвигателя.
В местной инструкции могут быть указаны и другие
случаи, при которых электродвигатели должны быть
аварийно отключены, а также указан порядок
устранения аварийного состояния и пуска двигателей.
ЭИ-5-21. Периодичность капитальных и текущих
ремонтов электродвигателей, работающих в нормальных
условиях, устанавливается главным энергетиком. В
зависимости от местных условий, как правило, текущий
ремонт и обдувки электродвигателей должны
производиться одновременно с ремонтом приводимых
механизмов.
Глава ЭП-10.
Распределительные устройства напряжением
до 1000 в
ЭН-10-1. Настоящие Правила распространяются на
распределительные устройства напряжением до 1000 в
(РУ): щиты, пульты, сборки, щитки и т. п.
ЭИ-10-2. Аппараты, приборы, провода, шины и
конструкции должны соответствовать нормальным
условиям работы (рабочему напряжению и току, классу
точности и др.), условиям режима коротких замыканий
(термические воздействия, динамические воздействия,
предельно отключаемая мощность).
ЭИ-10-3. Распределительные устройства с
установленными в них приборами и аппаратами должны
соответствовать требованиям Правил устройства
электроустановок.
ЭП-10-4. Помещение РУ предприятия (организации),
примыкающее к помещениям, принадлежащим
посторонним организациям и имеющим оборудование,
находящееся под напряжением, не должно сообщаться с
ними и должно иметь отдельный запирающийся выход.
Э11-10-5. Стены и потолки всех помещений РУ
должны быть побелены или окрашены в светлые тона;
деревянные двери и оконные переплеты должны быть
защищены от гниения.
.ЭН-Ю-6. Кабельные каналы распределительных
устройств должны быть закрыты съемными
несгораемыми плитами и содержаться в чистоте.
ЭП-10-7. Аппараты РУ должны быть расположены
так, чтобы было обеспечено безопасное обслуживание
их и чтобы возникающие в аппаратах при их
эксплуатации искры и электрическая дуга не могли причинить
вреда обслуживающему персоналу, воспламенить или
повредить окружающие предметы и вызвать короткое
замыкание или замыкание на землю.
Э11-10-8. Аппараты рубящего типа должны
устанавливаться таким образом, чтобы они не могли замкнуть
цепь самопроизвольно под действием силы тяжести.
Э11-10-9. Распределительные устройства,
расположенные в помещениях, доступных для
неэлектротехнического персонала, должны иметь токоведущие части, как
правило, закрытые сплошными ограждениями.
Это требование необязательно:
а) для щитов, устанавливаемых в
электропомещениях и лабораториях;
б) для щитов, устанавливаемых на высоте не менее
2,5 м; в помещениях, не являющихся пыльными или
пожароопасными (за исключением щитков,
устанавливаемых на лестничных клетках жилых и
общественно-коммунальных зданий);
в) для щитков, в которых кожух является частью
щитка;
г) для квартирных щитков со счетчиками;
д) для щитков, устанавливаемых в нишах.
В случае применения распределительных устройств
с открытыми токоведущими частями они должны быть
установлены на огражденных участках цеха, помещения.
ЭП-10-10. Расстояния от неогражденных наиболее
выступающих голых токоведущих частей (например,
концов отключенных ножей рубильников),
расположенных на доступной высоте (менее 2,2 м) по одну сторону
прохода, до противоположной стены или оборудования,
не имеющего неогражденных голых токоведущих
частей, должны быть не менее: при напряжении ниже
500 в — 1 м при длине щита до 7 м и 1,2 ж при длине
щита более 7 м; при напряжении 500 в и выше — 1,5 н.
ЭН-10-11. Расстояние между неогражденными
голыми токоведущими частями, расположенными на
доступной высоте (менее 2,2 м) по обе стороны прохода,
должны быть не менее: при напряжении ниже 500 в —
1,5 м; при напряжении 500 в и выше — 2 м.
Э11-10-12. Голые токоведущие части, находящиеся на
расстояниях меньше приведенных в § ЭП-10-10 и
Э11-10-11, должны быть ограждены.
ЭИ-10-13. При установке РУ до 1000 в в
производственном помещении ограждение может быть
сетчатым, сплошным или смешанным высотой не менее 1,7 ж.
Расстояние от сетчатого ограждения до голых
токоведущих частей должно быть не менее 10 см, а от
сплошного — не менее 5 см.
ЭИ-10-14. Токоведущие части пускорегулирующих и
защитных аппаратов должны быть защищены от
случайных прикосновений. В специальных помещениях
(электромашинных, щитовых, станций управления
и т. д.) допускается открытая (без защитных кожухов)
установка аппаратов.
Э11-10-15. Магнитные пускатели, контакторы и
автоматы в открытом исполнении (без кожухов) должны
устанавливаться с соблюдением минимальных
расстояний (для выхлопа дуги) от дугогасительных камер до
ближайших токоведущих частей других аппаратов и до
заземленных конструкций. Эти расстояния принимаются
на основании каталожных данных на пусковую
аппаратуру. Заводы-изготовители и проектные организации
обязаны указывать эти расстояния в паспортах и
каталогах на аппаратуру.
Магнитные пускатели должны быть установлены так,
чтобы отклонение от вертикали составляло не более 5°.
ЭН-10-16. Схема соединений в щитках и местах
подсоединений питающих линий должна обеспечивать
отсутствие напряжения на подвижных токоведущих частях
выключающих аппаратов (автоматы, ножи
рубильников) при разомкнутом их положении.
ЭП-10-17. Зажимы для присоединения питающих и
отходящих проводов к щиткам должны быть доступны
для обслуживания.
Э11-10-18. Щитки должны быть снабжены надписями,
указывающими номер щитка, а также назначение или
номер каждой отходящей линии. Щитки,
предназначенные одновременно для постоянного и переменного тока
или различных напряжений, должны иметь четкие
надписи, расцветку и т. д., обеспечивающие возможность
легкого распознавания частей щитка.
ЭП-10-19. Между неподвижно укрепленными голыми
частями разной полярности, находящимися под напря*
жением, а также между ними и неизолированными
металлическими частями должны быть обеспечены
расстояния не менее: 20 мм — по поверхности изоляции и
12 мм — по воздуху.
ЭИ-10-20. У дежурного персонала или лица,
ответственного за электрохозяйство, должен быть запас
плавких калиброванных вставок. Применение некалиброван-
ных плавких вставок запрещается. Плавкие встаеки
должны строго соответствовать данному типу
предохранителей.
Э11-10-21. Пробочные предохранители должны
устанавливаться так, чтобы питающие провода
присоединялись к контактному винту, а отходящие к потребителю—
к винтовой гильзе.
55

ЭН-10-22. Все провода, шины, кабели, контрольные
зажимы и предохранители должны быть маркированы
по единой системе (изолированными бирками,
надписью или гравировкой на корпусе или на щитке над или
под зажимами и предохранителями).
На предохранителях, кроме того, должна быть
надпись, указывающая номинальный ток плавкой
вставки.
Э11-10-23. Панели распределительных устройств
должны быть окрашены в светлые тона и иметь четкие
надписи, указывающие назначение отдельных цепей.
Такие надписи должны быть на лицевой и обратной
сторонах панелей.
ЭИ-10-24. На проводах коммутационных аппаратов
должны быть четко указаны положения «включено» и
«отключено».
ЭИ-10-25. Все ключи, кнопки и рукоятки управления
должны иметь надписи, указывающие операцию, для
которой они предназначены («включить», «отключить»,
«убавить», «прибавить» и др.).
Э11-10-26. Сигнальные лампы и другие сигнальные
аппараты должны иметь надписи, указывающие
характер сигнала («вкл.», «откл.», «перегрев» и др.).'
Э11-10-27. Изоляция распределительных устройств до
1000 в должна подвергаться периодическим
испытаниям, заключающимся в замерах сопротивления изоляции
и испытания ее на электрическую прочность.
ЭП-10-28. Испытания изоляции распредустройств
должны производиться одновременно с испытаниями
электропроводок силовых и осветительных сетей,
присоединенных к испытываемым распредустройствам.
Сопротивление изоляции каждой секции
распределительного устройства должно быть не менее 0,5 Мом.
Замер сопротивления изоляции производится
мегомметром на напряжение 1000 в.
ЭП-10-29. Испытания на электрическую прочность
изоляции элементов приводов выключателей,
разъединителей, а также вторичных цепей аппаратов, силовых
и осветительных электропроводок производятся
напряжением 1000 в промышленной частоты в течение 1 мин
или мегомметром на напряжение 2500 в.
Э11-10-30. В тех случаях, когда силовые или
осветительные проводки имеют пониженное против норм
сопротивление изоляции, необходимо принимать
немедленные меры к восстановлению изоляции до нормы или
к полной или частичной замене проводки.
ЭП-10-31. Замер сопротивления изоляции распредус-
тройства и его элементов, а также испытание его
повышенным напряжением промышленной частоты
производятся, как правило, во время капитального ремонта
оборудования распредустройства.
ЭП-10-32. Капитальный ремонт аппаратов,
электрооборудования РУ производится по необходимости в
сроки, установленные ответственным за электрохозяйство
предприятия (организации), но не реже 1 раза в 3 года.
Э11-10-33. Текущий ремонт РУ производится между
капитальными ремонтами в сроки, установленные
ответственным за электрохозяйство, в зависимости от
местных условий, но не реже 1 раза в год.
ЭИ-10-34. Осмотр и чистка распределительных
устройств, щитов, сборок, щитков от пыли и загрязнения
проводятся в сроки, предусмотренные также в
зависимости от местных условий, но не реже 1 раза в 3 мес.
Глава ЭП-13.
Заземление электроустановок
ЭП-13-1. Настоящая глава распространяется на
заземляющие устройства электроустановок потребителей.
Э11-13-2. Для обеспечения безопасности людей в
соответствии с требованиями Правил устройства
электроустановок (ПУЭ) должны быть сооружены
заземляющие устройства, к которым надежно должны быть
подключены металлические части электроустановок и
корпуса электрооборудования, которые вследствие
нарушения изоляции могут оказаться под напряжением.
ЭП-13-3. При приемке в эксплуатацию заземляющего
устройства монтажной организацией должна быть
предъявлена следующая документация:
а) исполнительные чертежи и схемы заземляющего
устройства с указанием расположения подземных
коммуникаций;
б) акты на подземные работы по укладке
элементов заземляющего устройства;
в) протоколы приемо-сдаточных испытаний
заземляющего устройства по нормам и в объеме,
предусмотренном Правилами устройства электроустановок.
ЭИ-13-4. Заземление электроустановок необходимо
выполнять:
а) при напряжении 500 в и выше переменного и
постоянного тока — во всех случаях;
б) при напряжении выше 36 в переменного тока и
ПО в постоянного тока — в помещениях с повышенной
опасностью, особо опасных и в наружных
электроустановках;
в) при всех напряжениях переменного и постоянного
тока — во взрывоопасных помещениях.
Э11-13-5. Заземление электроустановок не требуется
при номинальных значениях напряжения 36 в и ниже
переменного и ПО в и ниже постоянного тока во всех
случаях, за исключением взрывоопасных установок.
ЭН-13-6. К частям, подлежащим заземлению,
относятся:
а) корпуса электрических машин, трансформаторов,
аппаратов, светильников и т. п.;
б) приводы электрических аппаратов;
в) вторичные обмотки измерительных
трансформаторов (согласно ПУЭ);
г) каркасы распределительных щитов, щитов
управлений, щитков и шкафов;
д) металлические конструкции распределительных
устройств, металлические кабельные конструкции,
металлические корпуса кабельных муфт, металлические
оболочки и брони контрольных и силовых кабелей,
металлические оболочки проводов, стальные трубы
электропроводки и другие металлические конструкции,
связанные с установкой электрооборудования;
е) металлические корпуса передвижных и
переносных электроприемников.
ЭН-13-7. Заземлению не подлежат:
а) арматура подвесных и штыри опорных
изоляторов, кронштейны и осветительная арматура при
установке их на деревянных опорах линий электропередачи и
на деревянных конструкциях открытых подстанций,
если это не требуется по условиям защиты от
атмосферных перенапряжений;
б) оборудование, установленное на заземленных
металлических конструкциях; при этом на опорных
поверхностях должны быть предусмотрены зачищенные и
незакрашенные места для обеспечения электрического
контакта;
в) корпуса электроизмерительных приборов, реле
и т. п., установленных на металлических щитах,
шкафах, а также на стенах камер распределительных
устройств;
г) электроприемники с двойной изоляцией; 4
д) рельсовые пути, выходящие за территорию
подстанций, распределительных устройств и промышленных
предприятий;
е) съемные или открывающиеся металлические части
заземленных каркасов и камер распределительных
устройств, ограждений, шкафов и т. п.
Допускается вместо заземления отдельных
электродвигателей, аппаратов и т. п., установленных на
станках, кроме размещенных во взрывоопасных помещениях,
заземлять станины станков при условии обеспечения
56

надежного контакта между корпусами
электрооборудования и станиной.
В помещениях без повышенной опасности
заземление корпусов переносных приборов необязательно. При
этом батареи отопления и другие металлические ком-
хмуникационные части, трубы должны быть ограждены
деревянными решетками.
ЭП-13-8. В электроустановках с глухозаземленной
нейтралью при замыканиях на землю должно быть
обеспечено надежное автоматическое отключение
поврежденных участков сети.
В электроустановках напряжением до 1000 в с
глухозаземленной нейтралью, а также в трехпроводных
сетях постоянного тока с глухозаземленной средней
точкой обязательна металлическая связь корпусов
электрооборудования с заземленной нейтралью
электроустановки (зануление).
В электроустановках с глухозаземленной нейтралью
применение заземления корпусов электрооборудования
без осуществления металлической связи с нейтралью
трансформатора запрещается.
ЭН-13-9. В электроустановках с изолированной
нейтралью напряжением выше 36 в и в электроустановках
с компенсацией емкостных токов напряжением выше
1000 в должна быть предусмотрена возможность
выявления и быстрого отыскания замыканий на землю при
помощи устройств контроля изоляции, секционирования
сети и в необходимых случаях селективной
сигнализации или защиты обнаружения или автоматического
отключения поврежденных участков.
Э11-13-10. Отключение электроустановок при
однофазных замыканиях на землю может также
осуществляться при помощи защитного отключения, которое
выполняется в дополнение или взамен заземления.
Отключение должно осуществляться автоматами,
удовлетворяющими специальным техническим
условиям по надежности действия.
Должна быть также предусмотрена возможность
контроля исправного действия автоматов защитного
отключения (контрольная кнопка). Защитное отключение
рекомендуется для случаев, когда безопасность не может
быть обеспечена путем устройства заземления или
когда устройство заземления вызывает трудности по
условиям выполнения.
ЭН-13-11. При невозможности выполнения
заземлений в электроустановках или устройств защитного
отключения, удовлетворяющих требованиям ПУЭ, или
если это представляет значительные трудности по
технологическим причинам, допускается . обслуживание
электрооборудования с изолирующих площадок.
Изолирующие площадки должны быть выполнены таким
образом, чтобы вне изолирующей площадки исключалась
возможность случайного прикосновения к незаземлен-
ным частям электроустановки.
ЭП-13-12. Использование земли в качестве фазного
или нулевого провода в электроустановках
напряжением до 1000 в запрещается, так как такие установки
могут привести к поражениям электрическим током.
Э11-13-13. В цепи нулевых проводов, если они
одновременно служат для целей заземления, не должно быть
разъединяющих аппаратов и предохранителей, за
исключением случаев, предусмотренных ПУЭ.
Э11-13-14. Каждый заземляемый элемент установки
должен быть присоединен к заземлителю или к
заземляющей магистрали посредством отдельного
ответвления.
Последовательное включение в заземляющий
проводник нескольких заземляемых частей установки
запрещается.
ЭИ-13-15. Присоединение заземляющих проводников
к заземлителям и заземляемым конструкциям должно
быть выполнено сваркой, а к корпусам аппаратов,
машин и т. п. — сваркой или надежным болтовым
соединением, при этом в сырых помещениях с едкими парами^
или газами контактные поверхности должны иметь
защитные покрытия. Концы заземляющих гибких
проводников, применяемых для присоединения к корпусам
аппаратов, машин и т. д., должны иметь приваренные
наконечники.
При наличии сотрясений или вибраций должны быть-
приняты меры против ослабления контакта (контргайки,
контршайбы и т. п.).
Заземление оборудования, подвергающегося частому
демонтажу или установленного на движущихся частях
машин, должно выполняться при помощи гибких
проводников с приваренными к ним наконечниками.
ЭП-13-16. Заземляющие проводники должны быть
защищены от коррозии.
Э11-13-17. Открыто проложенные голые проводники
и голые сети заземления должны быть окрашены в
черный цвет.
Допускается окраска открытых заземляющих
проводников в иные цвета в соответствии с оформлением:
помещения, но при этом они должны иметь в местах
присоединений и ответвлений не менее чем две полосы
черного цвета на расстоянии 150 мм друг от друга.
ЭП-13-18. Заземляющие проводники, расположенные
в помещениях, должны быть доступны для осмотра.
Это требование не относится к нулевым жилам и
металлическим оболочкам кабелей, трубопроводам
скрытой электропроводки, находящимся в земле
металлоконструкциям, а также проводникам заземления,
проложенным в трубах.
ЭП-13-19. Временные переносные заземления,
применяемые для заземления токоведущих частей
ремонтируемой части установки, состоящие из проводников
для закорачивания фаз и проводников для
присоединения к заземляющему устройству, должны
выполняться из голых гибких медных многожильных проводов,
имеющих сечение, соответствующее требованиям
термической устойчивости при коротких замыканиях, но не
менее 25 мм2.
Выбор сечения переносного заземления следует
производить по формуле
/уСТ V Гф
где /уст — наибольший установившийся ток короткого1
замыкания;
tф — время, сек; практически принимается время
наибольшей уставки релейной защиты*
данной установки.
ЭП-13-20. Во всех местах возможного
присоединения временных заземлений и при производстве
ремонтных и других работ должны быть предусмотрены
специально зачищенные и смазанные вазелином места для
их присоединения.
ЭН-13-22. Для определения технического состояния
заземляющего устройства должны периодически
производиться:
а) внешний осмотр видимой части заземляющего
устройства;
б) осмотр с проверкой наличия цепи между зазем-
лителем и заземляемыми элементами (отсутствие
обрывов и неудовлетворительных контактов в проводке,
соединяющей аппарат с заземляющим устройством), а
также проверка пробивных предохранителей
трансформаторов;
в) измерение сопротивления заземляющего
устройства;
г) измерение полного сопротивления петли «фаза—
нуль»;
д) проверка надежности соединений естественных
заземлителей;
57

е) выборочное вскрытие грунта для осмотра
элементов заземляющего устройства, находящихся в земле;
ж) измерение удельного сопротивления грунта для
опор линий электропередачи напряжением выше 1000 в.
ЭП-13-23. Внешний осмотр заземляющего устройства
должен производиться вместе с осмотром
электрооборудование распределительных устройств,
трансформаторных и станций и распределительных пунктов, а
также псовых и других электроустановок.
О произведенных осмотрах, обнаруженных
неисправностях и принятых мерах должны быть сделаны
соответствующие записи в журнале осмотра
заземляющих устройств или оперативном журнале.
ЭП-13-24. Проверка наличия цепи между
магистралью заземления и заземленным оборудованием, а
также состояния пробивных предохранителей должна
производиться при каждом ремонте оборудования или
при перестановке его. Состояние пробивных
предохранителей должно проверяться также при предположении
о срабатывании их.
Проверка надежности соединения и измерение
сопротивления естественных и искусственных заземлите-
лей производятся после каждого их ремонта.
ЭН-13-26. Измерение сопротивления заземляющих
устройств цеховых электроустановок должно
производиться не реже 1 раза в год.
Результаты измерений сопротивления должны
оформляться протоколом.
Заключение после измерений должно заноситься в
паспорт заземляющего устройства.
ЭН-13-27. Величины сопротивлений заземляющих
устройств должны соответствовать объему и нормам
испытания электрооборудования.
ЭП-13-28. В электроустановках напряжением до
1000 в с глухозаземленнои нейтралью при приемке в
эксплуатацию, а также периодически в процессе
эксплуатации 1 раз в 5 лет должно производиться
измерение полного сопротивления петли «фаза—нуль» для
наиболее удаленных, а также наиболее мощных
электроприемников, но не менее 10% их общего количества.
Внеплановые измерения должны производиться при
капитальных ремонтах и реконструкциях сети.
ЭИ-13-29. Измерение сопротивления заземлителей, а
также удельного сопротивления петли «фаза—нуль» для
наиболее удаленных, а также наименьшей
проводимости почвы; летом — при наибольшем просыхании или
зимой •— при наибольшем промерзании почвы.
ЭИ-13-30. Внеплановые измерения сопротивления
заземляющих устройств должны производиться после их
реконструкции или капитального ремонта.
ЭИ-13-31. Каждое находящееся в эксплуатации
заземляющее устройство должно иметь паспорт,
содержащий схему заземления, его основные технические
данные, данные о результатах проверки состояния
заземляющего устройства, о характере произведенных
ремонтов и изменениях, внесенных в устройство
заземления.
Раздел Б1И.
ПРАВИЛА ТЕХНИКИ БЕЗОПАСНОСТИ
ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ОТДЕЛЬНЫХ РАБОТ
Глава Б I I 1-1.
Обслуживание электродвигателей
Б1Н-1-5. У работающего двухскоростного
электродвигателя неиспользуемая обмотка и питающий ее
кабель должны рассматриваться как находящиеся под
напряжением.
БП1-1-6. Работа в цепи пускового реостата
вращающегося электродвигателя допускается лишь при
поднятых щетках и замкнутом накоротко роторе.
Работа в цепях регулировочного реостата
вращающегося электродвигателя должна рассматриваться как
работа под напряжением в цепях до 1000 в и
производиться с соблюдением мер предосторожности.
Шлифование колец ротора допускается производить
на вращающемся электродвигателе лишь при помощи
колодок из изоляционного материала.
БШ-1-7. При производстве каких-либо ремонтных
работ без разборки деталей на механической части
электродвигателя или механизма, приводимого в движение
электродвигателем, последний должен быть остановлен,
а на ключе управления или приводе выключателя
повешен плакат «Не включать — работают люди».
Если при работах на электродвигателе или
механизме ремонтный персонал может иметь соприкосновение с
их вращающимися частями, то кроме выключателя
отключается также разъединитель, на привод которого
вывешивается плакат «Не включать — работают люди»,
а если электродвигатель питается от ячейки КРУ,
тележка с выключателем должна быть выкачена в
испытательное положение.
В журнале должна быть сделана запись о том, для
каких работ, какого цеха и по чьему требованию
остановлен электродвигатель. Снятие плаката «Не
включать — работают люди» и включение электродвигателя
могут быть произведены только после записи в
журнале об окончании работы с указанием ответственного
лица, сообщившего об этом.
БШ-1-8. Перед пуском электродвигателя главного
привода агрегатов большого габарита или
электродвигателей, управляемых с разных мест, должен даваться
предупреждающий звуковой сигнал.
В случаях, когда такого рода оборудование и его
пусковая аппаратура расположены в разных
помещениях, а также при наличии сложных агрегатов,
объединяемых производственным циклом, пуск их должен
производиться только после получения ответного звукового
или светового сигнала о готовности к включению от
лица, ответственного за эксплуатацию данного
механизма или группы механизмов.
БШ-1-10. При отсоединении от электродвигателя
питающего кабеля концы всех трех фаз кабеля должны
быть замкнуты накоротко и заземлены.
Заземление концов кабеля должно производиться
при помощи специально приспособленного для этой
цели переносного заземления, выполненного в
соответствии с общими требованиями, предъявляемыми к таким
заземлениям.
БШ-1-13. Подача рабочего напряжения на
электродвигатель до полного окончания работы (например,для
испытания электродвигателя или его пускового
устройства) разрешается только после возвращения
производителями работ оперативному персоналу всех нарядов,
выданных для производства работы на данном
электродвигателе. О подаче напряжения каждый
производитель работ обязан предупредить работников всей
бригады.
БШ-1-14. В женском платье и халатах
электродвигатели обслуживать запрещается.
Глава Б I I 1-8.
Электроинструмент и переносные электрические
светильники
Б1И-8-1. Электроинструмент должен удовлетворять
следующим основным требованиям:
а) быстро включаться и отключаться от электросети
(но не самопроизвольно);
б) быть безопасным в работе и иметь недоступные
для случайного прикосновения токоведущие части.
БШ-8-2. Напряжение электроинструмента должно
быть:
а) не выше 220 в в помещениях без повышенной
опасности;
б) не выше 36 в в помещениях с повышенной
опасностью и вне помещений.
58

примечание. При невозможности
обеспечить работу электроинструмента на
напряжение 36 в допускается применение
электроинструмента напряжением до 220 в при
наличии устройства защитного отключения
или надежного заземления корпуса
электроинструмента с обязательным
использованием защитных средств (диэлектрических
перчаток, галош, ковриков).
БШ-8-3. В особо опасных помещениях и при
наличии неблагоприятных условий (в котлах, баках и т. д.)
разрешается работать электроинструментом на
напряжение не выше 36 б с обязательным применением
защитных средств (диэлектрические перчатки, коврики
и т. д.).
БШ-8-4. Корпус электроинструмента на напряжение
выше 36 в должен иметь специальный зажим для
присоединения заземляющего провода с отличительным
знаком «3» или «Земля».
БШ-8-5. Штепсельные соединения, предназначенные
для подключения электроинструмента и переносных
электрических светильников должны иметь недоступные
для прикосновения токоведущие части и
дополнительный заземляющий контакт.
Штепсельные соединения (розетки, вилки),
применяемые на напряжение 12 и 36 в, по своему
конструктивному выполнению должны отличаться от штепсельных
соединений, применяемых на напряжение 127 и 220 в;
возможность включений вилок 12 и 36 б в штепсельные
розетки 127 и 220 в должна быть исключена.
Штепсельные соединения на 12 и 36 в должны иметь
окраску, резко отличную от окраски штепсельных
соединений 127 и 220 в.
БШ-8-6. Оболочки кабелей и проводов должны
заводиться в электроинструмент и прочно закрепляться во
избежание излома и истирания их.
БШ-8-7. В помещениях с повышенной опасностью
допускается применять переносные электрические
светильники напряжением не выше 36 в. В помещениях
особо опасных и вне помещений допускается лрименять
переносные электрические светильники напряжением
.не выше 12 б.
БП1-8-8. Присоединение переносных электрических
светильников напряжением 12 и 36 б к трансформатору
может осуществляться наглухо или при помощи
штепсельной вилки; в последнем случае на кожухе
трансформатора со стороны 12 или 36 в должна быть
предусмотрена соответствующая штепсельная розетка.
Питание электроинструмента и переносных светильников
от автотрансформатора запрещается.
БП 1-8-9. Контроль за сохранностью и исправностью
электроинструмента и переносными электрическими
светильниками должен осуществляться лицом,
специально уполномоченным на это. Электроинструмент должен
иметь порядковый номер и храниться в сухом
помещении.
БШ-8-10. Проверка на отсутствие замыканий на
корпус и состояния изоляции проводов, отсутствия
обрыва заземляющей жилы (провода)
электроинструмента, переносных электрических светильников, а также
изоляции понизительных трансформаторов и
преобразователей частоты производится мегомметром не реже
1 раза в месяц лицом с квалификационной группой не
ниже III.
БШ-8-11. Электроинструмент, понижающие
трансформаторы, переносные электрические светильники и
преобразователи частоты проверяются тщательным
внешним осмотром; обращается внимание на
исправность заземления и изоляции проводов, отсутствие
оголенных токоведущих частей и соответствие инструмента
условиям работы
Перед выдачей на руки рабочему электроинструмент
должен быть проверен на стенде или прибором
(например, типа нормометра) в отношении исправности
заземляющего провода и отсутствия замыкания на корпус.
Электроинструмент, имеющий дефекты, выдавать для
работы запрещается.
БШ-8-12. Перед началом работ с
электроинструментом должны быть проверены:
а) затяжка винтов, крепящих узлов и деталей
электроинструмента;
б) исправность редуктора путем проворачивания
рукой шпинделя электроинструмента (при отключенном
электродвигателе);
в) состояние щеток и коллектора;
г) состояние провода электроинструмента, целость
изоляции, отсутствие изломов жил;
д) исправность заземления.
БШ-8-13. Для присоединения к сети
электроинструмента должен применяться шланговый провод;
допускается применять многожильные гибкие провода (типа
ПРГ) с изоляцией на напряжение не ниже 500 в,
заключенные в резиновый шланг.
БШ-8-14. При пользовании электроинструментом или
переносными электрическими светильниками их провода
или кабели должны по возможности подвешиваться.
Непосредственное соприкосновение проводов и кабелей с
металлическими горячими, влажными и масляными
поверхностями или предметами не допускается.
При обнаружении каких-либо неисправностей работа
с электроинструментом или переносными электрическими
светильниками должна быть немедленно прекращена.
БШ-8-15. При прекращении подачи тока во время
работы с электроинструментом или перерыве в работе
электроинструмент должен быть отсоединен от
электросети.
БШ-8-16. Лицам, пользующимся
электроинструментом, запрещается:
а) передавать электроинструмент, хотя бы на
непродолжительное время, другим лицам;
б) разбирать электроинструмент и производить
самим какой-либо ремонт (как самого
электроинструмента, так и проводов, штепсельных соединений и т. п.);
в) держаться за провод электроинструмента или
касаться вращающегося режущего инструмента;
г) удалять руками стружку или опилки во время
работы инструмента или до полной его остановки;
е) вносить внутрь барабанов котлов, металлических
резервуаров и т. п. переносные трансформаторы и
преобразователи частоты.
Приложение 7
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ
ЗАМЕРЗАНИЯ РАССОЛА
Плотность при
15°С, кг/л
1,00
1,01
1,02
1,03
1,04
1,05
1,06
1,07
1,08
1,09
1,10
1,П
1.12
1,13
1,14
Температура:
замерзания,
° С
0,0
—0,6
—1,2
-1,8
—2,4
—3,0
—3,7
-4,4
-5,2
-6,1
-7,1
-8,1
-9,1
—10,2
—11,4
Плотность
при 15°С,
кг\л
1 1,15
1,16
1,17
1,18
1,19
1,20
1,21
1,22
1,23
1,24
1,25
1,26
1,27
1,28
1,286
Температура
замерзания, 1
°с !
—12,7
—14,2
—15,7
-17,4
—19,2
—21,2 1
—23,3
—25,7
—28,3
—31,2
—34,6
—38,6
—43,6
—50,1
—55,0
59

Определение температуры замерзания рассола
нужно производить в следующем порядке:
1) перемешать рассол в системе с помощью мешалки
и насоса;
2) взять пробу рассола; довести температуру
пробы рассола до + 15°С;
Решением Государственного комитета Совета
Министров СССР по науке и технике образован Советский
национальный комитет Международного института
холода. Комитет является междуведомственной
организацией, осуществляющей все деловые связи с
Международным институтом холода (МИХ).
Советский национальный комитет Международного
института холода состоит из представителей всех
заинтересованных министерств и ведомств, работающих в
области холодильной техники и технологии.
Комитет возглавляет председатель М. П. Малков,
доктор технических наук, профессор.
Заместителями председателя являются:
В. В. Ануфриев, инженер;
В. П. Беляков, доктор технических наук, профессор;
Г. И. Воронин, доктор технических наук, профессор;
Ш. Н. Кобулашвили, инженер;
В. С. Мартыновский, доктор технических наук,
профессор;
П. А. Минеев, инженер.
Председатель и заместители председателя образуют
Президиум Советского национального комитета.
Текущую работу комитета ведет его секретариат.
Генеральным секретарем Советского национального
комитета является Ю. П. Юрлов. Адрес секретариата:
Москва, И-434, ул. Костякова, 12, тел. 250-00-34, доб. 78.
Советский национальный комитет имеет 10 рабочих
комиссий, соответствующих комиссиям
Международного института холода.
Рабочие комиссии занимаются следующими
вопросами.
Комиссия 1: Физика низких температур и
криогенная техника. Руководитель — В. П.
Беляков.
Комиссия 2: Тепло- и массообмен,
изоляция и измерительные приборы.
Руководитель — К. Д. Кан.
Комиссия 3: Холодильное
машиностроение. Руководитель — В. С. Мартыновский.
60
3) измерить плотность рассола пои 15°С стеклянным
ареометром. При измерении ареометр не должен
касаться стенок и дна сосуда. Отсчет вести по нижнему краю
мениска рассола;
4) определить по таблице растворов данного
вещества температуру замерзания в °С (ниже приводится
таблица растворов хлористого кальция).
Комиссия 4: Холодильное хранение
скоропортящихся продуктов. Руководитель —
В. В. Ануфриев.
Комиссия 5: Средства холодильного
хранения и льдозаводы. Руководитель —
В.Я.Кокорев.
Комиссия 6: Кондиционирование воздуха.
Руководитель — Г. И. Воронин.
Комиссия 7: Наземный холодильный
транспорт. Руководитель — В. М. Шавра.
Комиссия 8: Морской холодильный
транспорт. Руководитель — Р. В. Павлов.
Комиссия 9: Применение холода в химии
и гражданском строительстве.
Руководитель — И. П. Усюкин.
Комиссия 10: Криобиология и
сублимационная сушка. Руководитель — М. В. Волков.
Одна из задач Советского национального комитета—
организация участия советских специалистов в
конференциях, симпозиумах и конгрессах Международного
института холода.
После получения информации об очередном
заседании комиссии или конгресса Международного
института холода советские специалисты, желающие
представить доклад, должны направить соответственно
оформленную аннотацию доклада в секретариат Советского
национального комитета. Аннотация должна отражать
существо доклада (с результатами исследований и
выводами) и содержать не более 200 слов. После
названия аннотации необходимо указать фамилию, инициалы
авторов и место их работы.
Рассмотрев аннотации доклада, Советский
национальный комитет направляет ее в Международный
институт холода.
Получив подтверждение о принятии аннотации
доклада, автор должен до обусловленного срока выслать
в секретариат комитета полный текст доклада, не
превышающий 2000 слов.
Аннотации докладов и доклады необходимо
представлять в 3 экземплярах на русском и 5 экземплярах
на английском или французском языках.
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Советский национальный комитет Международного
института холода

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Холодильники емкостью 700
Разработанный институтом Гипрохолод типовой
проект холодильника емкостью 700 т для фруктов и
винограда G01—4—2) введен в действие в 1969 г.
Холодильник предназначен для длительного
хранения фруктов и винограда, а также свежих овощей, ягод
и пр.
Строительство холодильников предусмотрено в
районах заготовок и потребления фруктов и винограда.
Грузы доставляются на холодильник от сортировочно-
упаковочных пунктов на автомашинах в ящиках
стандартных размеров.
Проект рассчитан на зимнюю температуру
наружного воздуха —20°С, имеется вариант технических
решений для расчетной температуры —30°С. Сейсмичность
не выше 6 баллов. Нормативная снеговая нагрузка
100 кгс/м2, ветровая — 45 кгс/м2.
На рис. 1 показана планировка холодильника
емкостью 700 т для фруктов и винограда.
Холодный склад состоит из шести камер и двух
охлаждаемых экспедиций, объединенных в две секции.
Он может быть построен и введен в эксплуатацию в
одну или две очереди строительства, а также расширен за
счет пристройки третьей секции.
Класс здания III, степень огнестойкости II и III,
степень долговечности III.
Фасад
J.ffff
План
ш^^^^ЩШЩШ^
т&т*т-
Рис. 1. Холодильник емкостью 700 г для фруктов и
винограда:
/ — камеры; 2 — экспедиции; 3 — автомобильная
платформа; 4 — щитовая; 5 — машинное отделение; 6 —
бытовые помещения.
т для фруктов и винограда
621.565:634.17.7
Фундаменты под стены ленточные из сборных
бетонных блоков, 3 типоразмера, под колонны — монолитные,
железобетонные. Колонны сборные, железобетонные,
2 типоразмера. Прогоны по платформе деревянные,
индивидуальные. Балки сборные, железобетонные,
односкатные, 1 типоразмер. Стены самонесущие, кирпичные.
Перемычки по ГОСТ 948—66, 7 типоразмеров.
Перегородки в камерах и санузлах кирпичные, в бытовых
помещениях гипсобетонные. Покрытие монтируется из
сборных железобетонных плит, ГОСТ 9561—66, 2
типоразмера. Кровля над холодным складом состоит из
защитных асбестоцементных плит и пяти слоев рубероида,
над бытовыми и машинным отделениями — из пяти
слоев рубероида, над платформой — из асбестоцементных
волнистых плит.
Полы мозаичные, керамические и линолеум. Окна по
ГОСТ 12506—67, 2 типоразмера. Двери по ГОСТ
6629—64, 2 типоразмера, изоляционные — по альбому
Гипрохолода, 1 типоразмер.
Отделка наружная — кирпичная с расшивкой швов,
внутренняя — штукатурка, окраска.
Наибольший вес конструкции 1300 кг.
Ниже приводятся характеристика холодильника и
основные сметные данные (в ценах принятых с 1
января 1969 г.):
Условная емкость холодильника, m
с экспедициями .
по яблокам 850
по винограду 670
без экспедиций
по яблокам 726
по винограду 576
Условная емкость одной камеры, m
по яблокам 121
по винограду 96
Среднесуточное поступление фруктов, т/сутки 40—60
Температура поступающих фруктов, °С . . . . 20
Потребность в ресурсах
тепле при расчетной температуре—20°С,
ккал/ч 120040
воде, м3/сутки 48,5
электроэнергии (в год), тыс. кет• ч 255,2
холоде, ккал/ч 119000
Расход воды, м3/ч 4,7
Сброс сточных вод, мъ/ч 11,1
Установленная мощность оборудования, кет . 123,6
в том числе
силового 108,8
осветительного 14,8
Установленная холодопроизводительность
компрессоров при t0=—П°С, ккал/ч 120000
Количество смен в сутки 1
Общее количество работающих 6
в период массового сбора урожая 14
Строительный объем, м3 10639
в том числе
холодного склада 9585
машинного отделения и
подсобно-бытовых помещений 1054
Площадь застройки, м2 1881
в том числе
6i

холодного склада 1383
машинного отделения и
подсобно-бытовых помещений 147
платформ 351
Расход материалов
цемента, т 468
стали, т 39,58
в том числе арматурной 28'9
бетона тяжелого, м6 406
пенобетона, м* 349
сборного железобетона и бетона, ж3 . . . 433
лесоматериалов, м6 62 3
кирпича, тыс. шт 279
перегородок гипсошлаковых, ж1 87
минеральной пробки, м2 503
Общая сметная стоимость, тыс. руб. 2о9,53
в том числе
строительно-монтажных работ 238,88
оборудования 30^65
Стоимость 1 м6 здания, руб.
с оборудованием 25,33
без оборудования 22^45
Стоимость 1 т условной емкости (по яблокам),
РУб 317,10
Трудоемкость возведения здантя, чел-дней
в целом 7667
1 м* 0,72
Температурный режим в камерах поддерживается
автоматически.
Вентиляция камер осуществляется путем подсоса
наружного воздуха через воздухоохладитель.
Для охлаждения конденсаторов, рубашек
компрессоров и маслоотделителей запроектирована оборотная
система водоснабжения.
Оттаивание воздухоохладителей предусмотрено
горячим рассолом с орошением охлаждающих труб
водопроводной или циркуляционной водой.
Технологическое оборудование холодильника
перечислено ниже, а его размещение показано на рис. 2.
Все грузовые операции на холодильнике, связанные
с транспортировкой и штабелированием ящиков с
фруктами и виноградом, производятся самоходными
аккумуляторными электропогрузчиками с вилочным
захватом в сочетании с инвентарными поддонами.
Водопровод объединенный — производственный и
хозяйственно-питьевой от местных сетей, напор на вводе
17 м вод. ст. Канализация объединенная —
производственная и хозяйственно-бытовая в местные сети.
Отопление предусмотрено от сети предприятия.
Теплоноситель — вода с температурой 70—150°С.
Вентиляция в машинном отделении приточно-вытяж-
ная и аварийная с механическим побуждением.
Электроснабжение от сетей местной энергосистемы
напряжением 380/220 в
1
2
14
емко-
Рис. 2. Размещение технологического оборудования на холодильнике
стью 700 т для фруктов и винограда:
/ — холодильная машина; 2 — насос для холодного рассола; 3 — насос для
горячего рассола; 4 — насос для воды; 5 — воздухоохладитель; 6 — батарея
пристенная; 7 — бак для разведения рассола; 8 — бак подземный для слива
рассола; 9 — резепвуар подземный для воды; 10 — подогреватель водоводя-
ной.
Холодильник оборудуется автоматизированной
аммиачной одноступенчатой холодильной установкой с
рассольной системой охлаждения. Во всех камерах
запроектировано смешанное охлаждение, с помощью
ребристых пристенных батарей и воздухоохладителя
(индивидуального на каждую камеру), в экспедициях
батарейное.
Холодильная машина
аммиачная ХМ-АУ45-П 1 3
Насос центробежный
ЗК-9 для холодного
рассола . 2 2
2К-6 для горячего
рассола 3
2К-6 для воды . . 4
Воздухоохладитель
рассольный,
вертикальный, поверхностью
охлаждения 150 м1 . 5
Батарея рассольная,
пристенная, ребристая 6
Бак для разведения
рассола 7 1
Бак подземный для
слива рассола .... 8 1
Резервуар подземный
для воды 9 1
Подогреватель водово-
дяной для рассола . . 10 1
Проект согласован с
соответствующими органами санитарного
и пожарного надзора.
Проект состоит из трех
альбомов. В альбом I входят
следующие разделы: общий,
архитектурно-строительный, холодильно-тех-
нологический, отопление и
вентиляция, водопровод и канализация;
в альбом II — электротехнический, автоматизация и
контроль; альбом III включает стоимость строительства..
В полном объеме (рабочие, чертежи, сметы и т. д.)
проект можно заказать по адресу: Москва, К-31, ул.
Жданова, д. 10/2. Гипрохолод.
/
МП. МЕРТЕШОВ, А. И. 5АЛАНДИН — Гипрохолод

РЕФЕРАТЫ
692.002.5-52
Автоматическое регулирование производительности
холодильных машин. БЫКОВ А. В., ЩЕРБАКОВ B.C.,
ГРУЗИНЦЕВ И. А., ГРАБОВСКИЙ Ю. Б., АКИМОВ
В. И. «Холодильная техника», 1970, № 10, 10—15.
Приведены результаты испытаний головного образца
холодильной машины ХМ-ФУУ80-1РЭ, работающей на
фреоне-12, с автоматическим регулированием холодо-
производительности методом электромагнитного отжима
пластин всасывающих клапанов. Установлено, что этот
метод обеспечивает надежное и устойчивое
регулирование холодопроизводительности в диапазоне рабочих
температур —30-f--flO°C, заданную точность поддержания
регулируемого параметра, высокие энергетические
параметры холодильной машины. Таблиц 1. Библиографий 5.
Иллюстраций 6.
621.57
О регулировании производительности холодильных
турбокомпрессоров с помощью входных направляющих
аппаратов. КАЛНИНЬ И. М. «Холодильная техника»,
1970, № 10, 15—21.
Рассматриваются процессы, связанные с
регулированием холодопроизводительности турбокомпрессорных
холодильных машин методом закрутки потока на входе
в центробежную ступень с помощью входных
направляющих аппаратов: чистая закрутка, дроссельное
действие направляющего аппарата, сложение характеристик
ступеней, изменение разности температур в
конденсаторе и испарителе. Приводятся данные об эффективности
регулирования этим методом. Описана методика,
позволяющая приближенно рассчитать характеристики
машины при регулировании Таблиц 1. Библиографий 8.
Иллюстраций 3.
621.565.59:629.12
Испытания судовой холодильной установки
рефрижератора «Алтай». ЧУКЛИН С. Г., АВДЕЕВ Е. С,
КАРЕВ В. И., ШАХРАЙ И. К. «Холодильная техника»,
1970, № 10, 21—24.
Описаны результаты проведенных в реальных
промысловых условиях комплексных испытаний
холодильной установки, в которой в качестве ступени низкого
давления использованы компрессоры РАБ300С с
пластинчатыми роторами, и панельной системы
охлаждения промыслово-производственного рефрижератора
«Алтай» — головного судна новой серии рефрижераторных
судов. В процессе испытаний были определены
действительная холодопроизводительность и потребляемая
мощность компрессора РАБЗООС. Иллюстраций 5.
621.565.001.4
Низкотемпературная испытательная камера. МЕРТЕ-
ШОВ М. Н., ЯНЮК В. Я-> ВАСЮТОВИЧ В. В., УШЕ-
РЕНКО А. А. «Холодильная техника», 1970, № 10,
24—29.
Описана низкотемпературная камеоа для испытания
двигателей, агрегатов и узлов автомобилей. Камера
введена в эксплуатацию на автомобильном заводе имени
И. А. Лихачева по проекту института Гипрохолод.
Приведена принципиальная схема трубопроводов и
автоматизации холодильной остановки. Иллюстраций 4.
536.24
Использование энтальпийного коэффициента
эффективности для расчета процесса охлаждения воздуха.
КОКОРИН О. Я., ОРЛОВ К. С. «Холодильная техника»,
1970, № 10, 29—31.
Выведена формула для расчета энтальпийного
коэффициента эффективности по теплообменным
характеристикам воздухоохладителя, с помощью которого удобно»
рассчитывать процессы тепло- и массообмена при
охлаждении воздуха. Приведены результаты испытаний две-
надцатирядного воздухоохладителя, показавшие, что
отношение полного и явного тепла не влияет на величину
коэффициента эффективности. Таблиц 1. Иллюстраций 3..
628.8Ф
Расчет режима охлаждения воздуха в автономных
кондиционерах. ГИНЧЕРМАН И. Е. «Холодильная
техника», 1970, № 10, 31—34.
Приведены уравнения для расчета температуры
смеси наружного и рециркуляционного воздуха, средней'
температуры поверхности воздухоохладителя, энтальпии,
воздуха после воздухоохладителя, а также
температуры кипения холодильного агента в автономных
кондиционерах. Представлены диаграммы для определения
температуры кипения, построенные на основе расчетов,
по этим уравнениям. Библиографий 4. Иллюстраций 3.
621. 57:628.84
Исследование работы осевого турбодетандера Hat
влажном воздухе в режиме кондиционирования.
МАЙБОРОДА А. Н. «Холодильная техника», 1970„
№ 10, 34—37.
Рассмотрено использование метода моделирования
применительно к работе на влажном воздухе турбоде-
тандеров воздушных турбокомпрессорных установок*
кондиционирования. Изложенные результаты
экспериментально проверены и могут быть использованы
проектными организациями. Библиографий 6.
Иллюстраций 1.
621.57.048:536.24
Наружный теплообмен в малых испарителях с
естественной конвекцией воздуха. ГАЧИЛОВ Т. С.
«Холодильная техника», 1970, № 10, 37—43.
Спроектирован и создан экспериментальный стенд
для исследования теплообмена в испарителях малых
холодильных машин, работающих с естественной
конвекцией воздуха. Найден оптимальный шаг оребрения
испарителей. Установлено влияние температуры,
температурного напора, геометрии ребер и других факторов на>
наружный теплообмен. Получены уравнения в
критериальной и размерной формах для определения
коэффициента теплоотдачи со стороны воздуха в испарителях,
малых холодильных машин. Предложена номограмма.
Таблиц 1. Библиографий 8. Иллюстраций 5.
664.8.037.1-
О положении точки замера среднеобъемной
температуры в теле после охлаждения. КОВАЛЬКОВ В. П.
«Холодильная техника», 1970, № 10, 44—46.
Получены выражения для определения положения
изотермической поверхности среднеобъемной
температуры в телах простой формы в состоянии адиабатного
регулярного режима. Приведены формулы, с помощью*
которых можно определить время наступления в теле
регулярного режима первого рода и адиабатного
регулярного режима. Библиографий 4.
621.57.041.004.12
Влияние теплопритоков в цилиндре на рабочий
процесс холодильного компрессора. КОШКИН Н. Н.,
ФОМЕНКО В. И. «Холодильная техника», 1970, № 10,
46—48.
Приведены результаты исследования степени влияния:
теплопритоков к рабочему веществу в цилиндре
компрессора со стороны нагнетательной полости на
протекание процессов обратного расширения, всасывания иг
сжатия. Рассмотрена целесообразность тепловой
изоляции полости цилиндра от нагнетательной полости
компрессора. На основе проведенного анализа дана
методика построения процесса сжатия в s, Г-диаграмме.
Библиографий 2. Иллюстраций 3.
¦

CONTENTS
Extensive Programme of the Accelerated Progress of
Agrkulture 1
All Reserves — Into Action!
SF. I. Voronin. Enterprise of Communist Labour ... 4
International Day of Standardization
A. I. Piskarev. Standards for Chilled and Frozen Fish. . 6
U. A. Olenev, R. M. Kazakova, N. D. Zubova.
Standardization in the Ice Cream Production ..... 7
V. B. Yakobson. Standardization of Small Refrigerating
Machines 8
A. V. Bykov, V. S. Shcherbakov, I. A. Gruzinfsev,
U. B. Grabovsky, V. I. Akimov. Automatic Control
of Refrigerating Machine Capacity 10
I. M. Kalnin. Capacity Control of Refrigerating Turbo-
compressors by Means of Inlet Guide Apparatuses 15
S. G. Chuklin, E. S. Avdeyev, V. I. Karevr I. K. Shakh-
rai. Testing of Marine Refrigerating Plant of
Refrigerated Vessel "Altai" 2\
M. N. Merteshov, V. Y. Yanuk, V. У. Vasyutovich,
A. A. Usherenko. Low Temperature Test Chamber 24
0. Y. Kokorin, K. S. Orlov. Utilization of Enthalpy
Coefficient of Effectiveness for Calculating Air
Cooling Process 29
1. E. Gincherman. Calculation of Air Cooling Conditions
in Self-Contained Air Conditioners 31
A. N. Maiboroda. Investigation of Operation of Moist
Air Axial Expansion Turbine for Air Conditioning 34
T. S. Gachilov. External Heat Exchange in Small
Evaporators with Natural Air Convection 37
V. P. Kovalkov. Position of the Point for Measuring
Mean Volumetric Temperature in Body after
Cooling 44
From dissertations
N. N. Koshkin, У. I. Fomenko. Influence of Heat Gain
in Cylinder on Working Process of Refrigerating
Compressor 46
Practice exchange
I. N. Kruglyak. Utilization of Removable Unions in Lieu
of Sealed Half-Clutches 49
N. D. Lushchenko. Cooling Tower Automatization
Circuit 50
60th Birthday of A. V. Kan 50
Assistance to practical worker
V. A. Sirotinsky, Z. V. Vasin, L. S. Lebedeva. Means for
Protecting Brine Cooling Systems of Refrigerated
Rail Cars from Corrosion 51
Safety Rules for Freon Refrigerating Plants .... 54
At International Institute of Refrigeration
USSR National Committee for International Institute of
Refrigeration 60
Reference data
M. N. Merteshov, A. I. Balandin. Cold Storage
Warehouse of 700 t Capacity for Fruits and Grapes. . 61
Summaries 63
СОДЕРЖАНИЕ
Развернутая программа ускоренного подъема
сельского хозяйства 1
Все резервы — в действие!
Ф. И. Воронин. Предприятие коммунистического
труда 4
Международный день стандартизации
A. И. Пискарев. Стандарты на охлажденную и
мороженую рыбу 6
Ю. А. Оленев, Р. М. Казакова, Н. Д. Зубова.
Стандартизация в производстве мороженого . . 7
B. Б. Якобсон. Стандартизация малых
холодильных машин 8
А. В. Быков, В. С. Щербаков, И. А. Грузинцев,
Ю. Б. Грабовский, В. И. Акимов.
Автоматическое регулирование производительности
холодильных машин 10
И. М. Калнинь. О регулировании
производительности холодильных турбокомпрессоров с
помощью входных направляющих аппаратов. . 15
C. Г. Чуклин, Е. С. Авдеев, В. И. Карев, И. К.
Шахрай. Испытания судовой холодильной
установки рефрижератора «Алтай» 21
М. Н. Мертешов, В. Я. Янюк, В. В. Васютович,
А. А. Ушеренко. Низкотемпературная
испытательная камера 24
О. Я. Кокорин, К. С. Орлов. Использование эн-
тальпийного коэффициента эффективности
для расчета процесса охлаждения воздуха 29
И. Е. Гинчерман. Расчет режима охлаждения
воздуха в автономных кондиционерах .... 31
A. Н. Майборода. Исследование работы осевого
турбодетандера на влажном воздухе в
режиме кондиционирования .... 34
Т. С. Гачилов. Наружный теплообмен в малых
испарителях с естественной конвекцией воз-
Духа 37
B. П. Ковальков. О положении точки замера сред-
необъемной температуры в теле после
охлаждения 44
Из диссертационных работ
Н. Н. Кошкин, В. И. Фоменко. Влияние теплопри-
токов в цилиндре на рабочий процесс
холодильного компрессора 46
Обмен опытом
И. Н. Кругляк. Применение съемных штуцеров
вместо герметичных полумуфт 49
Н. Д. Лущенков. Схема автоматизации градирни 50
К 60-летию А. В. Кана 50
В помощь практику
В. А. Сиротинский, Ж. В. Васин, Л. С. Лебедева.
Способы защиты охлаждающих рассольных
систем рефрижераторных вагонов от
коррозии . 51
Правила техники безопасности на фреоновых
холодильных установках . „ 54
В Международном институте холода
Советский национальный комитет
Международного института холода 60
Справочный отдел
М. Н. Мертешов, А. И. Баландин. Холодильники
емкостью 700 т для фруктов и винограда. . 61
Рефераты 63
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Н. КОБУЛАШВИЛИ (главный редактор), Д. Г. РЮТОВ (зам. главного
редактора), Л. Д. АКИМОВА (зам. главного редактора), проф. И. С. БАДЫЛЬКЕС, Б. С. ВЕИНБЕРГ, А. А. ГОГОЛИН,
В, А. ДЕДУХ, М. Г. ДИК, А. В. КАН, В. Я. КОКОРЕВ, М. С. МАРТЫНОВ, проф. В. С. МАРТЫНОВСКИЙ, М. Н.
МЕРТЕШОВ, Р. В. ПАВЛОВ, проф. Г. Б. ЧИЖОВ, А. П. ШЕФФЕР
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Телефон 250-00-34 доб. 49
Технический редактор А. М. Сатарова
7-13858 Сдано в набор 3/VIII 1970 г. Подп. в печ. 30/IX 1970 г. *
Объем 4 п. л. = 6,72 усл. п. л. Уч.-изд. л. 7,91 Тираж 16845 Заказ 2896
Формат 84X108/43
Цена 50 коп.
Типография изд-ва «Московская правда». Потаповский пер,. 3

Приборы типа MP 55 и MP 55Л
являются приборами защиты от давления,
которые, помил/о прочих целей,
могут быть использованы для защиты
холодильных компрессоров с
принудительной смазкой от аварии из-за
падения давления масла.
MP 55 может применяться для
фторированных хладагентов, таких как
R 12, R 22 и R 502.
MP 55A может применяться для всех
хладагентов, в том числе для
аммиака (NH3).
Приборы типа MP 55 и MP 55A
имеют следующие достоинства.
Встроенное реле времени со
стандартным временем срабатывания
60 сек. По специальному заказу
приборы могут поставляться со
временем срабатывания 30, 45, 90 или
12Q сек. Реле времени имеет
температурную компенсацию между 0°С и
+ 60°С.
Уставка дифференциала между 0,3 и
4,5 атм. Уставка легко
осуществляется при помощи отвертки.
Запирающее устройство уставки
дифференциала предохраняет прибор от
случайных изменений заранее
установленного дифференциала.
Кнопка проверки электрической
цепи.
Выводы для сигнальных ламп.
Сигнальные лампы указывают как на
нормальную работу, так и на
остановку компрессора из-за падения
давления масла.
Вывод для электрообогревателя мас-
лоотстойника картера.
Приборы могут работать от
напряжения 110 или 220 в как постоянного,
так и переменного тока.
Установить прибор можно в любом
месте — непосредственно на
компрессоре или на настенной панели.
Пыленепроницаемый стальной литой
корпус, подобный тем, которые
применяются для приборов MP
регулировки низкого и высокого давления,
производимых фирмой «Данфосс».
Заявки на приобретение товаров иностранного
производства направляются организациями
министерствам и ведомствам, в ведении которых
они находятся.
Запросы на проспекты и их копии направлять по адресу:
Отдел промышленных каталогов ГПНТБ СССР.
Москва, К-31, Кузнецкий мост, 12,