Расчет толщины изоляции стенок торгового холодильного оборудования
Канд. техн. наук И. Ф. ДУШИН — Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В настоящее время при выборе толщины
изоляции стенок охлаждаемых шкафов,
прилавков, витрин и др. мало уделяют внимания
вопросам технико-экономического анализа.
Для расчета оптимальной толщины
изоляции стенок закрытого торгового холодильного
оборудования, по аналогии с большими
стационарными холодильниками, можно применить
формулу проф. И. С. Бадылькеса [1]. При этом
необходимо учесть, что в торговом
холодильном оборудовании изоляционный слой
находится между двумя обшивками, т. е.
строительная несущая конструкция отсутствует.
Поэтому выражение для определения
оптимальной толщины изоляции будет представлять
частный случай указанной формулы
х =
/¦¦
Х0 + 0,5
Ни/
X
X
У 0,5 паЬ0 A + <р) A t-\- he с Д ta
A)
где: х — оптимальная толщина изоляции;
Х0 — начальная теплопроводность
изоляционного материала;
C — коэффициент пропорциональности,
учитывающий увлажнение изоляции
в процессе эксплуатации объекта;
/ — стоимость 1 м3 изоляционной
конструкции;
{хи — амортизационные отчисления на
изоляцию;
п — число часов работы холодильного
оборудования;
а ~ расход электроэнергии на выработку
1 ккал холода;
Ь0 — стоимость 1 квт-ч электроэнергии к
началу эксплуатации объекта;
Ф — коэффициент, учитывающий
снижение стоимости электроэнергии;
At — разность между среднегодовыми
температурами снаружи и внутри
объекта;
[хк — амортизационные отчисления на
оборудование;
с — установочная стоимость 1 ккал
холода;
Д^тах — разность между максимальной
расчетной температурой наружного
воздуха и температурой воздуха внутри
объекта.
Пользуясь формулой A), найдем
оптимальную толщину изоляции для холодильного
шкафа Т-125 (средняя поверхность теплопередачи
12,1 ж2).
Представляет интерес определение
оптимальной толщины изоляции для двух
различных по стоимости материалов, имеющих
примерно одинаковый коэффициент
теплопроводности. К таким материалам, применяемым в
торговом холодильном оборудовании,
относятся пенопласт ПС-4 и мипора. Расчетный
коэффициент теплопроводности этих материалов
с учетом его изменения в процессе
эксплуатации равен 0,045 ккал/м час град. Срок службы
материалов одинаков, так как он
определяется в основном временем «морального износа»
данного вида оборудования, который
наступает примерно через 20—25 лет. Это
соответствует принятым амортизационным отчислениям
на ограждающие конструкции сооружений —
4,3Voi. Амортизационные отчисления на
автоматизированные холодильные агрегаты
составляют 14f°/6. Установочная стоимость 1 ккал
холода для агрегатов холодопроизводи-
тельностью 700—900 ккал/час, по данным
лаборатории экономических исследований
ВНИХИ, равна в среднем 33 коп., а стоимость
выработки 1000 ккал холода — 3,8 коп.
Таким образом, подставив в формулу A)
цифровые значения \, + 0,5'
Iх и
0,05;
0,5 ab0 A—ф) =0,0038; Д*=18°; Д*шах=32°; с=
= 0,33; [хи - 0,043; f = 40 (для мипоры) и
f = 113 (для пенопласта ПС-4), получим
оптимальную толщину изоляции из пенопласта
ПС-4 — 27,6, из мипоры — 46,3 см.

№ 2 Расчет толщины изоляции стенок торгового холодильного оборудования 7
Изменение общей стоимости изоляции в
зависимости от ее толщины показано на рис. 1.
Полученные значения намного превышают
толщину изоляции, применяемую в торговом
холодильном оборудовании (8—10 см).
Однако к определению оптимальной
толщины изоляции торгового холодильного
оборудования со встроенными агрегатами необходимо
подходить также с точки зрения
наивыгоднейшего соотношения его полезного объема и
объема, занимаемого изоляцией и машинным
отделением [2], что в формуле A) не
учитывается.
Задача, следовательно, заключается в том,
чтобы найти наиболее выгодную толщину
изоляции, при которой сумма отношений объемов
изоляции и машинного отделения к полезному
охлаждаемому объему была минимальной.
На рис. 2 приведен график, дающий
решение этой задачи для торгового холодильного
шкафа Т-125. График показывает, что
оптимальная толщина изоляции составляет 4—5 см
при коэффициенте ее теплопроводности 0,045
ккал/м час град. При такой толщине
изоляционного слоя коэффициент теплопередачи стен-
0.04 0,05 0,06
Толщина изоляции, м
Пенопласт
ОС-4
Мипора
т»$и
0,1 0,3 0,5 Q7
Толщина изоляциям-
Рис. I. Зависимость стоимости
от толщины изоляции.
Рис. 2. График определения
оптимальной толщины изоляции
холодильного шкафа Т-125 по
отношению объема изоляции и
машинного отделения к полезному объему.
ки будет близок к единице и не удовлетворит
условию недопущения конденсации влаги на
ее поверхности. Использование в торговом
холодильном оборудовании герметичных
фреоновых агрегатов не приведет к существенным
изменениям значений оптимальной толщины
изоляции.
Следовательно, по этой методике,
применимой к тому же только для одного вида
оборудования — со встроенным агрегатом,
получаются недопустимо высокие коэффициенты
теплопередачи ограждений.
Результатом принятия завышенных
коэффициентов теплопередачи явились бы
конденсация влаги на наружных поверхностях стенок
оборудования и порча металлической
поверхности из-за коррозии, а также излишний
расход холода на поддержание требуемой
температуры внутри оборудования. Поэтому
следует проверить применяемые сейчас толщины
изоляции стенок торгового холодильного
оборудования с точки зрения недопущения
конденсации влаги на их наружной поверхности.
При этом возникает вопрос о выборе расчет-

8
Расчет толщины изоляции стенок торгового холодильного оборудования
№ 2
иых параметров воздуха, при которых должно
выполняться это условие.
Из анализа метеорологических данных
следует, что среднемесячная температура и
относительная влажность наружного воздуха
летом достигают, соответственно: в средней
полосе 20° и 73%, в северной 19° и 80% и в
южной 24° и 82% (Северный Кавказ и
Черноморское побережье).
На температурно-влажностный режим
изоляционной конструкции торгового
холодильного оборудования могут оказывать влияние
изменения температуры и относительной
влажности окружающего воздуха, даже если они
кратковременны.
Продолжительность изменения температуры
наружного воздуха г, влияющая на
распределение температуры в ограждающей
конструкции, зависит от ее теплоустойчивости,
выраженной в безразмерных единицах условной
толщины ограждения D [3]:
D
z
1
0,1
2
0,2
3
0,5
4
0,8
5
1,4
6
2,1
7
3,0
8
4,0
9
4,8
10
5,4
11
6,0
12
6,5
Значения D для ограждений торгового
холодильного оборудования с нулевыми
температурами колеблются в зависимости от
теплотехнических характеристик изоляционного
материала от 1 до 2, а для ограждений
низкотемпературного оборудования—от 2 до 4. Им
соответствует расчетный отрезок времени (в
сутках) 0,1—0,2; 0,5—0,8 и выше.
В средней и северной климатических
полосах число дней со средне-суточной
температурой наружного воздуха 25—30° превышает 0,5
только в июле, а в южной полосе — во всех
трех летних месяцах, но очень незначительно.
Продолжительность периода с температурой
воздуха 30—35° даже в южной зоне
составляет только 0,1 дня. Следовательно, расчетная
температура окружающего воздуха для
проверки толщины изоляции по этому условию
должна быть принята равной 25°.
Число дней с относительной влажностью
80% и выше в 1 час дня во всех климатических
зонах составляет 0,9—5,4. Очевидно, что в
другие часы таких дней относительная влажность
достигнет 85% и выше. Однако такая
влажность сохраняется в течение незначительного
периода времени, следовательно, она будет
оказывать влияние только на ограждения с
нулевыми температурами. На более массивные
ограждения низкотемпературного
оборудования влияет относительная влажность 80%, со-
храняющаяся в течение большего отрезка
времени, чем влажность 85%. Следовательно,
расчетная относительная влажность для
определения толщины изоляции торгового холодильного
оборудования с нулевыми температурами
должна быть принята равной 85%, а
низкотемпературного оборудования — 80%.
Итак, при определении требуемого
коэффициента теплопередачи ограждающих
конструкций в качестве расчетных параметров
окружающего воздуха, исходя из условия
недопущения конденсации влаги, можно принимать:
— для торгового оборудования с нулевыми
температурами tpaC4 = 25°, сррасч = 85%;
— для низкотемпературного торгового
оборудования tpac4 = 25°, <ррасч = 80%.
При этом необходимо учесть, что
температура 25° не может служить расчетной при
определении потребной холодопроизводительно-
сти компрессора, так как последнюю
определяют при температуре окружающего
воздуха 32°.
Формула для расчета требуемого
коэффициента теплопередачи ограждения по
условию недопущения конденсации влаги на его
наружной поверхности имеет следующий вид
[4]:
feip = 0,95 ep^-V ,
(*о — ^в) тп
B)
где: t0—расчетная температура окружающего
t
воздуха, °С;
расчетная температура воздуха,
омывающего данную стенку с внутренней
стороны, °С;
тр — точка росы, соответствующая
расчетным параметрам окружающего
воздуха, °С;
а0 — коэффициент теплопередачи у
наружной поверхности данной стенки,
ккал/м2 час град;
m— коэффициент, зависящий от
массивности ограждения (в данном случае
1,15);
п— коэффициент, зависящий от
положения ограждения относительно
наружного воздуха (в данном случае 1).
Подставляя в формулу B) цифровые
значения входящих в нее величин, получим
коэффициенты теплопередачи для отдельных стенок в
зависимости от температуры воздуха внутри
охлаждаемого объема. Эти данные приведены
в табл. 1, где указаны и соответствующие им
значения толщины изоляции.

№ 2
Расчет толщины изоляции стенок торгового холодильного оборудования
Как видно из табл. 1, коэффициенты
теплопередачи и соответствующие им значения
толщины изоляции отдельных стенок одного и
того же объекта (шкафа, прилавка и т. п.)
отличаются друг от друга.
Так, при температуре воздуха, омывающего
внутреннюю поверхность ограждения, 0° дно и
задняя стенка оборудования должны иметь
коэффициент теплопередачи 0,45, боковые
стенки 0,54, верхняя стенка — 0,63 ккал/м2 час
град. При изоляции стенок материалом,
имеющим коэффициент теплопроводности 0,045
ккал/м час град, этим значениям будут
соответствовать следующие толщины изоляции:
100, 85 и 70 мм.
Если вблизи какой-либо стенки смонтирован
испаритель, то расчетная температура
воздуха, омывающего ее с внутренней стороны,
принимается равной средней между температурой
кипения холодильного агента и температурой
воздуха в середине охлаждаемого объекта. Это
приведет к соответствующему уменьшению
коэффициента теплопередачи, т. е. к
увеличению толщины изоляции данной стенки по
сравнению с другими.
Данные, приведенные в табл. 2,
свидетельствуют о том, что в большинстве выпускаемых
сейчас образцов торгового холодильного
оборудования толщина изоляции весьма близка к
получаемой по табл. 1, т. е. соответствует
условию недопущения конденсации влаги на
внешней поверхности ограждении при
принятых расчетных параметрах окружающего
воздуха.
Исключение составляет витрина В-ЗУ, на
задней стенке которой смонтирован
испаритель (толщина изоляции стенки 40 мм вместо
требуемой 90 мм). В низкотемпературном
прилавке П-ЗМ, где испаритель примыкает к
облицовке стенок и крыши, толщина изоляции
также значительно меньше требуемой.
Толщина изоляции ограждений тамбура
низкотемпературной камеры НКР-1 может
быть уменьшена в соответствии с
температурой воздуха в нем.
Принятые значения толщины изоляции
близки к требуемым по расчету (табл. 1) только
при условии применения высокоэффективных
изоляционных материалов с коэффициентом
теплопроводности 0,035—0,045 ккал/м2 час град
и надежной защиты влагоемких материалов от
увлажнения. В случае использования
малоэффективных материалов (например, пакеты из
гофрокартона с воздушными прослойками
между листами 15 мм) коэффициенты
теплопередачи ограждающих конструкций будут
примерно в 1,5 раза больше требуемых. Таким
образом, главное заключается не в принятии
толщины изоляции, а в обеспечении требуемого
коэффициента теплопередачи.
Использование изоляционных материалов,
коэффициент теплопроводности которых изме-
Таблица 1
Коэффициенты теплопередачи &TJJ и соответствующие им значения
толщины изоляции ои (в мм) при Хср = 0,045
В д
ограждения
Дно и
задняя
стенка (в
пристенном

оборудовании) .
Передняя и
торцовые
стенки .
Верхняя
стенка
(крыша) .
Температура воздуха, омывающего внутреннюю поверхность ограждения, °С
—18
**$
0,35
0,42
0,49
ои
140
120
100
-15
*ТоР
0,39
0,47
0,55
К
130
105
90
-10
*ТоР
0,43
0,51
0,60
5И
ПО
95
80
0
*ТоР
0,45
0,54
0,63
*и
100
85
70
4
к о
0,53
0,64
0,74
Ои
85
70
60
8
*ТоР
0,66
0,79
0,92
^и
70
55
50
12
к о
0,86
1.0
1,0
&и
50
50
50

10
Расчет толщины изоляции стенок торгового холодильного оборудования
№ 2
Таблица 2
Сравнение значений толщины изоляции, приведенных
в табл. 1 и принятых в производстве торгового
холодильного оборудования, при Хи=0,045 ккал/м час град
Вид
оборудования
Толщина изоляции, мм
требуемая
ев О g
<л о» а,
дня
час
Р
Ом u;
О н
си s
я g
X Я
а, <и
И и
принятая
5 s s
3 «2
"С Н Л
е[ О С
2
(О ;?
О. <ц
О) Н
Необходимое
увеличение тол
щины иьоляции
мм
Оки
н а
Оборудование с нулевыми и плюсовыми
оздуха в охлаждаемом
б ъ е к т е
температурами в
о
В и т р и н ы
2В-12 . .
В-8У . .
В-9У . .
В-ЗУ . .
Прилавки
витрины
ПВ-7 . . .
Ш к а ф ы
ШСО-1 . .
Т-60. . . .
Т-125 . . ,
Камеры
ЗХКР-а . ,
ХКР-1М ,
Низкотемпературное оборудование
Прилавки
4ХПН . . .
П-ЗМ . . .
100
90
90
90
100
100
100
100
100
100
70
90
90
40
70
90
85
85
100
100
—
—
—
80
70
70
80
80
90
90
90
90/40
90
90
90
85
100
130
70
90
90
40
70
90
90
85
100
100
—
—
—
80
70
70
100
100
+10
—
-/+60
+10
+10
+ 10
+ 15
— !
—
—
—
—
—
Камеры
НКР-1 . .
| 120
140
140*
100
140
120
75
100
100
140/120
1с0/1Ю
140
120
110
140
70
75
140
—
—
+30
-20
+25|
-4С
* Температура в тамбуре около —8-* 10°, поэтому
толщина изоляции должна быть 110, 100 и 90 мм.
из тонкого стекловолокна (типа
штапельного) с 43 до 53 кг/мъ его коэффициент
теплопроводности уменьшается с 0,043 до
0,041 ккал/м час град. При таком сжатии
войлока изоляционный слой толщиной
90 мм соответствует толщине 100 мм
несжатого войлока.
Выводы
Толщина изоляции ограждений
торгового холодильного оборудования,
принятая на практике, значительно меньше
определяемой по формуле И. С. Бадыльке-
са. Следовательно, любое увеличение
толщины изоляции охлаждаемого
оборудования в пределах, получаемых по
упомянутой формуле, окупится за счет
сокращения суммарных расходов на
единицу ограждения. Однако при этом должны
быть использованы высокоэффективные
теплоизоляционные материалы с
коэффициентом теплопроводности 0,035—0,045
ккал/м час град.
Приведенные же в табл. 2 значения
толщины изоляции весьма близки к
минимальным, определяемым исходя из
условия недопущения конденсации влаги на
внешней поверхности ограждений.
Методика определения
коэффициентов теплопередачи ограждений по
условию недопущения конденсации влаги на
их наружной поверхности при
расчетных параметрах воздуха применима для
всех видов торгового холодильного
оборудования.
няется в зависимости от степени их
уплотнения, позволяет в некоторых пределах
уменьшить коэффициент теплопередачи любой
стенки, не увеличивая толщины ее изоляционного
слоя.
При уплотнении сжатием образца войлока
3. К
ЛИТЕРАТУРА
1.
И. С. Б а д ы л ь к е с, Выбор рациональной
толщины изоляции в холодильных
сооружениях, «Холодильная техника», 1952, №4. *
2. С. Н е к р у т м а н, Определение оптимальной
величины коэффициента теплопередачи
ограждения кузова вагона-холодильника,
«Холодильная техника, 1958, № 3.
Ф. Фокин, Расчетные температуры наружного
воздуха, Стандартгиз, 1946.
Строительные нормы и правила, часть II, Госстрой-
издат, 1954.
И. Ф. Души н, Н. Т. К у д р я ш о в, Изоляционные
материалы для торгового холодильного
оборудования, «Холодильная техника», 1959, № C,

Графито- металлические сальники для холодильных компрессоров
Инж. Л. А. СОФЕР— Центральное конструкторское бюро холодильного машиностроения
Коленчатые валы отечественных бескрейц-
копфных компрессоров уплотняются
сальниками торцового трения, которые должны
удовлетворять двум основным требованиям:
надежно обеспечивать герметичность
компрессоров и быть износоустойчивыми.
По ГОСТу 7475—55 сальники фреоновых
компрессоров холодопроизводительностью до
8000 ккал/час не должны пропускать
холодильный агент и смазочное масло. Через
сальники аммиачных и фреоновых компрессоров
холодопроизводительностью свыше 8000
ккал/час допускается проникновение не более
20 капель масла в час. Сальники не
должны пропускать воздух под давлением 8 кг/см2.
Гарантийный срок их службы — не менее 5000
часов.
Большое значение для производства и
эксплуатации имеет простота конструкции,
удобство сборки и разборки, а также низкая
стоимость сальников.
Выпускавшиеся до последнего времени
отечественной промышленностью сальники
холодильных компрессоров не всегда отвечали этим
требованиям.
На фреоновых компрессорах
холодопроизводительностью от 12 до 120 тыс. ст. ккал/час
и аммиачных компрессорах — от 75 до 150 тыс.
ст. ккал/час (диаметр вала 40—100 мм)
устанавливали мембранные сальники, на малых
фреоновых (диаметр вала до 30 мм) — силь-
фонные, а на аммиачных компрессорах
холодопроизводительностью 15, 30 и 300 тыс. ст.
ккал/час (диаметр вала 40—150 мм) —
пружинные.
У всех этих сальников вал уплотняется за
счет торцового трения бронзовой обоймы или
баббитового покрытия стальной обоймы по
стальному кольцу или чугунной крышке.
Для надежной работы сальников
необходимо, чтобы при всех условиях сохранялся
контакт между деталями уплотняющей пары
трения и поддерживалось заданное удельное
давление.
Однако при изготовлении деталей
компрессора неизбежны неточности, кроме того, во
время его работы возникают упругие
деформации коленчатого вала от сил,
действующих по шатунам, и от силы натяжения
ремней (при клиноременном приводе).
Для предотвращения раскрытия стыка
уплотняющей пары и обеспечения контакта
между деталями уплотняющего комплекта нужен
пружинный элемент. Трущиеся поверхности
деталей уплотняющей пары не должны
повреждаться при случайных нарушениях режима
смазки и повышении удельного давления на
стыке. Выполнение этого условия зависит от
подбора материалов трущейся пары.
У мембранных сальников роль пружины
выполняют кольцевые диафрагмы,
установленные с предварительным натягом. На
внутренних кромках диафрагмы укреплены бронзовые
кольца, прижимающиеся к торцу стального
кольца.
Эта конструкция имеет следующие
недостатки:
— подвеска бронзовых колец относительно
жестка, в связи с чем требуется точная
установка стального кольца по индикатору
(неперпендикулярность не более 0,015 мм);
—- величина натяга диафрагмы,
создаваемого при помощи регулировочных прокладок с
точностью до 0,1 мм, равна 0,5 мм, что не
обеспечивает длительной работы сальника
без перерегулировки, так как
неизбежный износ трущихся поверхностей вызывает
недопустимое уменьшение натяга. Начальный
натяг нельзя увеличивать, иначе это приведет
к задиру рабочих поверхностей трущихся
колец из-за повышения удельного давления;
— трущаяся пара (сталь—бронза) не может
даже кратковременно работать без масла;
— сальник выходит из строя при увеличении
давления в его камере выше 8 кг/см2,
например, при пуске отепленной установки с
открытым всасывающим вентилем;
— стоимость изготовления мембранного
сальника весьма высока.
Сильфонные и пружинные сальники с
металлическими кольцами трения могут
работать только при наличии масла. Они также
весьма чувствительны к повышению давления
в картере компрессора. Кроме того, пары
сталь — бронза или сталь — баббит в
поршневых компрессорах могут работать только при
невысоких относительных окружных
скоростях — до 3,5—4 м/сек.
С 1956 г. в производство внедряются новые
холодильные компрессоры: поршневые, цен-

12
Г рафито-металлические сальники для холодильных компрессоров
№ 2
Рис. 1. Сальник графито-металли-
ческий компрессора 4АУ-15 (АУ-150):
1 — кольцо подвижное, 2 — кольцо
неподвижное графитовое, 3 — кольцо
уплотнительное, 4 — прокладка
резиновая, 5 — обойма, б — пружина.
тробежные и ротационные, разработанные
Центральным конструкторским бюро
холодильного машиностроения.
Отличительная особенность новых
поршневых машин — быстроходность, а также
повышенная износоустойчивость и надежность
работы в условиях автоматических пусков и
остановок.
В 1959 г. наши заводы начали изготовлять
центробежные холодильные компрессоры со
скоростью вращения 7—15 тыс. об/мин.
Одновременно с конструированием
компрессоров разрабатывались сальники с
применением новых материалов.
В 1956 г. лабораторией неметаллических
материалов Института машиноведения
Академии наук СССР был рекомендован графит
марки 15Е-С, пропитанный свинцом.
В настоящее время один из Московских
заводов выпускает графит АГ-1500-СО5 со свин-
цовооловянистой пропиткой, близкий по свой-
Рис. 2. Сальник графито-ме-
таллический компрессора
2ФВ-6,5:
1 — кольцо неподвижное
графитовое, 2 — кольцо
подвижное, 3—пружина, 4 —
кольцо резиновое, 5 —
прокладка резиновая.
ствам графиту 15Е-С, а также графит
АГ-1500-Б83 с баббитовой пропиткой.
При испытаниях графитов были получены
хорошие результаты. Из графитов было
рекомендовано изготовлять сальниковые кольца
холодильных компрессоров.
Свойства графитов АГ-1500-СО5 и
АГ-1500-Б83 приведены ниже [1, 2]:
АГ-1500-
С05
А Г-1500-
Б83
800
Удельный вес, г\смъ 2,3
Предел прочности на сжатие,
кг/см* 700
Коэффициент трения после
приработки (сухой). . . . 0,04—0,05
Теплопроводность, ккал/м час
град 80-120
Термический коэффициент
линейного расширения,
mmjm град
Водопоглощение (не более), %
Допустимое улельное
давление, kzjcm^ -
Допустимая окружная
скорость, м/сек . . . . . .
Допустимая температура, °С от
2,0
2,7 • 10-6
1
25
20
— 60 до з:о
Сальник с парой трения графит АГ-1500-СО5
— цементированная хромистая сталь был

Мй
Графито-металлические сальники для холодильных компрессоров
13
сконструирован для компрессора 4АУ-15,
работающего на фреоне-22. Удельные давления
на стыках деталей сальников составляют:
графит — сталь 5 кг/см2, обойма с
графитом — резиновая прокладка 8 кг/см2, обойма с
графитом — уплотнительное кольцо 8 кг/см2.
Относительная окружная скорость на стыке
графит—сталь 2,8 м[сек.
Производственная проверка в течение 300
часов показала полную герметичность нового
сальника. Средний износ во время испытаний,
включая период приработки, составил менее
0,0001 мм/час, что при допустимом в данной
конструкции общем износе в 1,5 мм обеспечит
работу сальника без замены и притирки каких-
либо деталей свыше 15000 часов. При
монтаже сальника не требуется регулировки и
можно обойтись без специальных инструментов и
приспособлений.
Компрессоры 2ФВ-15 и 4ФУ-15 с графито-
металлическими сальниками, установленные
на холодильнике в г. Владимире, нормально
работали от 2000 до 4000 часов. С 1960 г.
этот сальник устанавливают на всех
вертикальных и У-образных аммиачных и
фреоновых компрессорах (кроме АВ-300),
выпускаемых московским заводом «Компрессор».
Результаты первых испытаний были
проверены на пяти опытных сальниках машин
разной конструкции: аммиачном двухступенчатом
компрессоре ДАУ-80, фреоновых
компрессорах 4ФУ-6,5, 4ФУ-10, 2ФВ-6,5 и
турбокомпрессоре ТК-3-1,
Условия работы этих компрессоров:
число оборотов в минуту . . 720—7500
окружная скорость, и/сек . . -до 15,5
диаметр валов, мм 8—ПО
удельное давление на
стыке графит—сталь, кг/см2 . . 2—8
Смазка сальников — принудительная или
разбрызгиванием; вращающийся элемент в
парах — графитовые или стальные кольца.
В паре с графитом применяли кольца
из различных сталей A5Х, 20Х, 20, 9ХС —
цементированные и каленые; 40Х и 45 —
каленые) с твердостью трущихся поверхностей в
пределах 48—64 и чистотой обработки
поверхности от V 10 до V 12.
Компрессоры работали на аммиаке и фрео-
нах-12, -22, -142, -143 при давлении в
картере от 0,15 до 5 ата и температуре кипения от
15 до - 80°.
Испытания сальников компрессоров с
принудительной смазкой были проведены на
опытных стендах ЦКБХМ и заводов холодильного
машиностроения. Конструкция сальников со
смазкой разбрызгиванием разработана и
испытана ЦКБХМ совместно с ВНИХИ 13].
Испытания продолжались от 300 до 1200 часов.
В ходе испытаний первоначальные
конструкции сальников были улучшены и
упрощены. Графито-металлические сальники новой
конструкции изображены на рис. 1, 2 и 3.
Испытания показали, что эти сальники надежны
в работе.
В настоящее время все новые компрессоры
(поршневые, центробежные и ротационные) с
уплотнением вращающегося вала, независимо
от размеров, скорости вращения, системы
смазки и вида холодильного агента,
изготовляются с графитовыми сальниками, в которых
применена пара графит — сталь.
Некоторые предприятия выпускают ранее
разработанные модели компрессоров только с
такими сальниками. К ним относятся
московский завод «Компрессор», изготовляющий ком-
Рис. 3. Сальник графито-металлический
турбокомпрессора ТК-3-1:
1 — кольцо неподвижное, 2 — кольцо
уплотнительное графитовое, 3 — кольцо подвижное, 4 —
пружина, 5 — обойма, 6 — диск, 7 — кольцо
уплотнительное резиновое, 8 — прокладка
резиновая.

14
Реле уровня РУ-4
Ня 2
прессоры 2АВ-15 (АВ-75), 4АУ-15 (АУ-150),
2ФВ-19 (ФВ-60), 2ФВ-15, 4ФУ-15, 4БАУ-19,
4Ф22У-19, 4ФУ-19 (ФУ-120), Читинский
машиностроительный завод — компрессор 4ФУ-10
для агрегата АК 4ФУ-60/30, Одесский завод
холодильного машиностроения — компрессор
4ФУ-6Д
Следующим этапом должна быть
организация производства сменных комплектов
сальников для компрессоров, находящихся в
эксплуатации.
Целесообразнее всего поручить изготовле-
В течение многих лет для сигнализации о
положении уровня жидкости в закрытых сосудах
и аппаратах холодильных установок
применяли дистанционный указатель уровня ДУ-3.
Этот прибор имеет поплавковый датчик с маг-
нитно-меркоидной системой и сигнальный
щиток открытого типа.
Поскольку магнитно-меркоидная система
работает недостаточно надежно, был создан
дистанционный указатель уровня ДУ-4 с тем
же поплавковым датчиком, но с чувствительной
системой, состоящей из индуктивной катушки
и двух токовых реле ЭТ-523. Этот прибор [1,2]
предназначался в основном в качестве
сигнализатора уровня. Красная лампа и звонок
сигнализируют о недопустимом повышении
уровня.
Для создания реле, обеспечивающего
регулирование и сигнализацию уровня, во ВНИХИ
разработан и испытан прибор типа РУ-4.
Реле уровня РУ-4 предназначено для
сигнализации и регулирования уровня рабочих сред
с удельным весом не менее 0,65 кг/л: воды,
аммиака, рассолов СаСЬ, КС1, фреона-30,
спиртов. Минимальная температура среды — 70°,
максимальная 120°.
Реле применяется для следующих целей:
— автоматической сигнализации при
помощи зеленой, белой и красной ламп,
соответственно, о низком, среднем или высоком уровне
жидкости в сосуде. Желтая лампа
сигнализирует о подаче команды на открывание
соленоидного вентиля;
ние и поставку таких комплектов
специализированным предприятиям, заводам,
выпустившим в свое время компрессоры с сильфонны-
ми и мембранными сальниками, и крупным ре-
монтно-монтажным комбинатам.
ЛИТЕРАТУРА
1. Л. А. П л у т а л о в а, Графитовые уплотнения
вращающихся валов. Вестник машиностроения, 1957,
№ 2.
2. ВНИХИ, Отчет по теме № 09, Выбор рациональной
конструкции бессильфонных сальников, 1959.
— автоматического двухпозиционного
регулирования в пределах заданного среднего
уровня (горит белая лампа);
— автоматической защиты при опасном
повышении или понижении уровня.
Реле РУ-4 состоит из поплавкового датчика
с индуктивным преобразователем (рис. 1) и
релейного комплекта. Датчик имеет
сварной корпус 1 из стали Ст. 3, к которому
приварена втулка 2 из немагнитной
нержавеющей стали с заглушкой и два патрубка. К
поплавку 3, выполненному из
декапированного железа толщиной 0,8 мм, приварена
стальная трубка 4. На втулку 2 надета
индуктивная катушка 5, защищенная пластмассовым
кожухом и крышкой. Провода вводятся в
кожух катушки через герметизирующую втулку
и подсоединяются к катушке винтами. Корпус
датчика после монтажа покрывают изоляцией
толщиной 60 мм. Вес датчика 7 кг.
Релейный комплект (рис. 2) состоит из
шасси 1, на котором смонтированы все
агрегаты, и кожуха 2 с ножевой и клеммной
колодками 3 и 4. Размеры лицевого щитка 5 шасси
125X195 мм. На щитке укреплены четыре
тумблера, четыре сигнальные лампы и ручка.
Габариты релейного комплекта значительно
уменьшены за счет компактного размещения
агрегатов и применения токовых реле ЭТ-523
и реле МКУ-48 без защитных пластмассовых
кожухов. При этом обеспечивается удобный
доступ ко всем элементам, каждый из кото-
Ре ле уровня РУ-4
В, //. АЛЕКСЕЕВ, канд. техн. наук А, Г. РОТЕНБЕРГ — Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности

Wu
Реле уровня РУ-4
15
рых может быть демонтирован без съема
остальных.
Коммутация шасси с кожухом
осуществлена посредством ножевой шестнадца-
тиклеммной колодки 3. Основание 6
шасси служит направляющей при вдвигании
его в кожух. Для совмещения ножей
колодки с гнездами на кронштейне колодки
сделаны улавливающие втулки и штыри
7. Резиновая прокладка S, стягиваемая
нетеряющимися винтами между щитком
шасси и кожухом, защищает от
попадания пыли и брызг внутрь прибора.
Наружные провода подсоединяются к
прибору винтами через колодку 4. На шасси
размещены три токовых реле, одно реле
МКУ-48, два предохранителя, два
тумблера, стабилизатор-трансформатор и
конденсатор.
Электрическая схема прибора показана
Рис. 1. Поплавковый датчик с
индуктивной катушкой.
Рис. 2. Релейный комплект.
на рис. 3. В цепь индуктивной катушки ИК
последовательно включены два
электромагнитных токовых реле ЗР и 2Р типа ЭТ-523/0,2 с
пределами настройки от 0,05 до 0,2 а и одно
реле IP типа ЭТ-523/0,6 с пределами
настройки от 0,15 до 0,3 а. Прибор включается в цепь
переменного тока напряжением 220 в и
частотой 50 гц.
При отсутствии или низком уровне
жидкости в корпусе датчика поплавок находится в
нижнем положении. Трубка поплавка
выведена из катушки и поэтому в ее электрической
цепи протекает максимальный ток силой около
0,3 а. При этом срабатывают все токовые реле
и через контакт 1P-I питание подается на
зеленую лампу, а через контакт 2Р-1 — на реле
1РП. Контакт 1РП-1 включает соленоидный
вентиль СВМ.
При повышении уровня поплавок
поднимается, трубка вводится в катушку и
увеличивает ее индуктивное сопротивление. Ток в цепи
реле уменьшается. Реле IP отпускает, контакт
1Р-1 размыкает цепь зеленой лампы, а
контакт 1Р-2 замыкает цепь белой лампы,
сигнализируя о нормальном уровне жидкости в
аппарате.
При подъеме уровня выше среднего на 15 мм
реле 2Р отпускает и через промежуточное реле
1РП выключает соленоидный вентиль.
В случае дальнейшего повышения уровня до
опасного предела сила тока уменьшается до
0,05 а, реле ЗР отпускает. Контактом ЗР-2
замыкается цепь красной лампы и начинает
звонить звонок.
При понижении уровня происходит обратное
переключение ламп. Уровень, при котором

16
Реле уровня РУ-4
№2
тр\2
Шр2-К2
й
2Р-1
1РП
Г/7/7-7
ШрЗ-КШМ Шр2
——EZ23-
/tf
Шр5-К5
\Шр7Ь Лшрб О 11 . Л Ц А
1 ^^ Л^ ;
I П2°Вык Шр4 **
| ^ L^i i ТЖ~\
8кл
1Р-2 3Р-1
->ni—
1Р-1
Вт |
1-Зв
-в-
аШрЮ
]КЮ 3
&
да,
5
/0
//
12
13
~14
15
16
11
U
Рис. 3. Электрическая схема реле уровня РУ-4:
I — сеть «220 в, 2 — выключатель сети, 3 —
предохранитель в цепи питания, 4 — реле для включения
соленоидного вентиля, 5 — клеммы для включения
соленоидного вентиля, б — стабилизатор-трансформатор
напряжения, 7 — клеммы стабилизированного напряжения
на 220в. 8 — токовые реле и предохранитель в цепи
индуктивной катушки,. 9 — индуктивная катушка и
клеммы для ее включения, 10 — лампа,
сигнализирующая о наличии тока в катушке соленоидного вентиля,
II — переключатель для проверки исправности ламп,
12 — красная лампа, 13 — клеммы звонка, 14 —
выключатель звонка, 15 — белая лампа, 16 — зеленая лампа,
17 — переключатель на индивидуальный и групповой
звонки.
включаются белая или красная лампы,
расположен выше уровня выключения этих ламп
примерно на 25 мм.
Таким образом, автоматическое
регулирование осуществляется при белом свете; красная
и зеленая лампы включаются только при
выходе уровня за допустимые пределы.
Диаграмма, приведенная на рис. 4, поясняет
последовательность работы реле.
При правильной работе прибора должна
гореть одна из трех сигнальных ламп (зеленая,
белая или красная).
Максимальная разность уровней при
включении и выключении каждой из сигнальных
ламп не должна превышать 40 мм.
К прибору можно подключить
индивидуальный или групповой звонок. Для подключения
группового звонка необходимо переключить в
приборе два внутренних тумблера ПЗ и П5 и
применить дополнительные реле, как показано
на рис. 5. При появлении красного сигнала
срабатывает токовое реле 4Р типа ЭТ-523/02,
которое включено последовательно в цепь
красной лампы. Через контакт 4Р-1 работает
ВыклшяениеЛб
ВключениеЛК
Выключем?ш?,
илампыСВ
Контрольная
линия на
датчике
. Выключение/!:
Включением
\дшлючение
\ВключениеЛб\
N
*|«Ni
*5| но(шаль-_\
ныи уровень
J^Включение
и лампы СВ
^ !
а
ХдыключениеЛб
включение Лд
Рис. 4. Диаграмма работы реле уровня
РУ-4.

№ 2
Реле уровня РУ-4
17
промежуточное реле 2РП, управляющее
звуковым сигналом (звонок, ревун, сирена).
Указанное на схеме (см. рис. 3) включение
вентиля СВ и сигнальной лампы
соответствует его установке на входе в сосуд. При
установке вентиля на выходе из сосуда он
подключается к клеммам К5 и К2. В этом случае
вентиль будет закрываться при понижении
уровня, а лампа СВ гореть при выключенном
вентиле.
В некоторых установках для защиты от
аварийного повышения или понижения уровня в
сосуде необходимо подать электрический
сигнал на промежуточное реле (например, для
отключения электродвигателя компрессора). В
этих целях электрическая схема РУ-4
выполнена так, что одновременно с включением
зеленой лампы на клеммах КЮ и К9 и с
включением красной лампы на клеммах К4 и К9
появляется напряжение 12 в.
Для проверки исправности ламп на щитке
релейного комплекта имеется тумблер с
надписью «Лампы». Тумблеры с надписями
«Звонок» и «Вентиль» позволяют отключать звонок
и вентиль.
Электрическая схема РУ-4 устроена так, что,
если звонок забыли включить после
устранения причины, вызвавшей аварийное
повышение уровня, он будет звонить при нормальном
уровне (белая лампа при этом не горит) до тех
пор, пока его тумблер не переведут в
нормальное положение.
Отключение звонка тумблером не снимает
аварийного выходного сигнала для внешнего
реле.
Реле уровня РУ-4 успешно прошло
испытания на специальном водяном стенде
лаборатории конструирования автоматических
приборов ВНИХИ и на испарителе № 1
холодильника № 9. Было произведено 288000
включений вентиля ЭВА-25 при стендовых
испытаниях и 3700 включений вентиля СВА-25 в
эксплуатационных условиях [3].
Стендовые испытания на долговечность
проводили при скорости подъема уровня воды в
стакане с поплавком 1 см/сек. Общее время
одного цикла составляло 8—20 секунд. До
начала испытаний и периодически в процессе
испытаний определяли, при каком урс
чаются и выключаются соленоидный в|
лампы. Напряжение тока устанав/jpaj
187, 220, 242 в. Замеры делали, повь/jgfsM
вень со скоростью 10 и 0,02-^-2 см/мшфиГпопъ
жая его со скоростью 5 и 0,2 см/миЛ&1зностъу
уровней при сигнализации (от /жлюченш
красной лампы в случае повышенж^ровня до
при/ЗЙ(?ни^_
кЯ
ff
4Р-1
пг
2РП-1
II
P/V7
v\A
23$
Рис. 5. Схема подключения
группового звонка к РУ-4:
токовое реле, 2 — клеммы сети,
промежуточное реле, 4 —
звуковой сигнал.
включения зеленой лампы
уровня) была около 150 мм. Разность уровней
при регулировании (от выключения
соленоидного вентиля в случае повышени уровня до
включения его при понижении уровня, т. е.
дифференциал регулирования) составила
35 мм. При изменении напряжения в сети от
187 до 242 в включение и выключение
сигнальных ламп и подача команды вентилю
осуществлялись практически при одних и тех же
уровнях.
Во время испытаний на холодильнике № 9
реле РУ-4 было установлено на линии подачи
аммиака в испаритель. Прибор работал
нормально в течение месяца с частотой 3—4
цикла в час.
Техническая документация на реле РУ-4,
разработанная во ВНИХИ {41, передана для
освоения Рязанскому заводу тепловых
приборов. Серийный выпуск реле намечен во
втором квартале 1961 г.
Ниже приводится техническая
характеристика прибора, принятого к производству:
Рабочий ход поплавка, мм 150
Диапазон сигнализации, мм
максимальный 150
минимальный 100
Дифференциал регулирования, мм
максимальный 80
минимальный 30
Допустимое сопротивление линии, ом ... 3)
Частота тока, гц ....... 50
..Напряжение в сети, в . . . 220
Допустимые колебания напряже-
- ния в сети,% +54 15
Число соединительных проводов от датчика
к релейному комплекту 2
Габаритные размеры релейного
комплекта, мм 125x195x258
Вес релейного комплект?, кг 6,1
релейный комплект пыле- и брызгонепрони-
Ф^плект поставки завода звонок не вхо-
1Т\
*****
&&&L

18
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
№ 2
ЛИТЕРАТУРА
1. |В. И. Алексеев, iB. Б. Якобсон, Реле уровня
с индуктивным датчиком ДУ-4, «Холодильная
техника», 1959, № 4. ;
2. В. И. Алексеев, В. Б. Якобсон, Монтаж и
эксплуатация автоматических приборов на
холодильниках, «Холодильная техника», 1961, № 1.
3. Испытание поплавкового регулятора и сигнализатора
уровня РУ-4, Отчет ВНИХИ № 1491, 1960.
4. Временные технические условия, инструкция по
монтажу и обслуживанию, чертежи реле уровня РУ-4,
ВНЙХИ, I960.
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
Инж. Т. М. СУТЫРИНА
Замена детандера дросселем в паровой
холодильной машине приводит, как известно, к
потере работы расширения и уменьшению хо-
лодопроизводительности. Необратимость
процесса дросселирования снижает при
стандартных условиях (t0 =—15°, ^к = 30°) степень
термодинамического совершенства таких
холодильных агентов, как аммиак, фреон-И, фре-
он-12, фреон-22, на 10—18?/о|. Для высокомоле-
ш
. [
,г^
\ш
ДА/
SJ
1
YfM6
и\ 1
—J
ПС
№
2"
5121
,5'4
I и
Ш
Рис. 1. Холодильные машины с детандер-компрессор ом
и с эжектором:
КМ-компрессор,КМ§— поджимающий компрессор,
Д-"детандер, КД— конденсатор, И — испаритель, ПС— про-1
межуточный сосуд, РВ — регулирующий вентиль, Э —
эжектор.
кулярных холодильных агентов (фреон-114,
фреон-С318, перфторбутан и др.)
дроссельные потери при стандартных условиях
достигают 30;%. Степень термодинамического
совершенства углекислоты снижается при t0 =
— 15° и tK =30° до 'ifo =0,51. Естественно
возникает вопрос об отыскании реальных
путей к устранению или хотя бы снижению
указанных потерь.
В связи с этим определенный интерес
представляет применение в качестве
расширительного устройства струйного аппарата. Низкий
к. п. д. этого аппарата в данном случае не
может служить причиной для отказа от него,
поскольку здесь используется энергия, которая в
противном случае теряется в дросселе. В то
же время струйные аппараты конструктивно
просты, абсолютно герметичны и практически
не требуют обслуживания при эксплуатации.
Энергия расширения холодильного агента с
помощью струйного аппарата может быть
использована для различных целей.
В настоящей статье рассматривается
применение этой энергии непосредственно для
сжатия^ паров холодильного агента, когда
струйный аппарат (эжектор) выполняет
одновременно роль детандера и поджимающего
компрессора.
Схема работы холодильной машины с
детандером Д и поджимающим компрессором
.КМб представлена на рис. 1, а. При сжатии
в компрессоре без перегрева и при отсутствии
потерь такая холодильная машина работает
по циклу Карно.
Применение в качестве
детандер-компрессора эжектора (рис. 1, б) приводит к
необходимости включения в схему промежуточного
сосуда ПС и дроссельного вентиля РВ (между

№2
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
19
промежуточным сосудом и испарителем Я).
Схема холодильной машины, представленная
на рис. 1, б, равноценна (без учета потерь)
схеме двухступенчатого сжатия с
промежуточным отбором пара, в которой первый
дроссельный вентиль заменен детандером,
приводящим в действие компрессор ступени
низкого давления (рис. 1,в). Цикл работы
холодильной машины (без потерь) по этой схеме в
s, Г-диаграмме изображен на рис. 1, г. Для
упрощения оценки потерь от частичного
дросселирования допустим, что сжатие в
компрессоре КМ происходит без перегрева. Назовем
этот цикл теоретическим циклом холодильной
машины с эжектором.
Дросселирование в перепаде давлений от
Рпр До Ро приводит к снижению
холодильного коэффициента теоретического цикла с
эжектором еэт по сравнению с холодильным
коэффициентом цикла Карно sc. Для фрео-
на-12 при стандартных условиях коэффициент
еэт равен 5,68 (рпр =2,315 /сг/сж2), т. е.
снижается примерно на lfVa по сравнению с
коэффициентом ес. Интересно отметить, что
потери в эжекторе, снижающие промежуточное
давление /?пр, увеличивают холодильный
коэффициент теоретического цикла, так как
перепад давлений, в котором происходит
дросселирование, —— уменьшается. Для фреона-12
Ро
при стандартных условиях и промежуточном
давлении /?np=2,01, соответствующем работе
эжектора с потерями, коэффициент еэт
практически не отличается от коэффициента ес.
В действительном цикле в результате
потерь холодильный коэффициент резко
снижается как в схеме с эжектором (рис. 1, б),
так и в схеме с детандер-компрессором (рис.
1, в). Потери в эжекторе будут больше, чем в
детандер-компрессоре, главным образом из-за
потерь на удар при смешении потоков
(рабочего и подсасываемого), имеющих различную
скорость. Потери при расширении в сопле и
сжатии в диффузоре эжектора грубо можно
считать равными потерям при расширении в
детандере и сжатии в компрессоре. Потери
на удар при смешении потоков в
эжекторе могут быть уменьшены путем
специальной профилировки входного аппарата, что
повышает общий к. п. д. эжектора. Однако
нет оснований полагать, что значение к. п. д.
эжектора может достигнуть значения к. п. д.
детандер-компрессора. В то же время, с
точки зрения простоты изготовления и
обслуживания, а также надежности при эксплуатации,
эжектор имеет преимущества перед детандер-
Рис. 2. Циклы холодильной машины
с эжектором в 5, Г-диаграмме:
а — для холодильных агентов с с v <0?
б — для холодильных агентов с сх> о.
компрессором и открывает реальные
возможности для использования энергии расширения
в холодильных машинах.
Цикл работы холодильной машины с
эжектором (при отсутствии расширения эжектируе-
мого потока во входной камере) в s,
Г-диаграмме изображен на рис. 2, а для агентов с
отрицательной теплоемкостью с'^ на правой
пограничной кривой (аммиак, фреон-11, фреон-
12, фреон-22 и др.) и на рис. 2, б для агентов
с положительной теплоемкостью с"х (фреон-
113, фреон-114, фреон-С318, перфторбутан
и др.).
В эжекторе протекают следующие процессы.
Жидкий холодильный агент из конденсатора
поступает в сопло эжектора, где расширяется
с превращением потенциальной энергии в
кинетическую. Одновременно с падением
давления от рк до р0 в сопле эжектора
происходит снижение температуры холодильного
агента, а также частичное его парообразование,
соответствующее в теоретическом процессе
адиабатическому расширению насыщенной
жидкости. Действительный процесс расширения 4—5
в сопле отклоняется от адиабатического
4—5i в основном вследствие потерь трения о
стенки и внутреннего трения, обусловленного
наличием двух фаз.

20
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
№ 2
В камере смешения часть кинетической
энергии холодильного агента, поступающего из
конденсатора, передается холодильному
агенту, подсасываемому из испарителя.
Состояние смеси обоих потоков перед
сжатием в диффузоре изобразится точкой 6 (см.
рис. 2), положение которой определяется
исходя из закона сохранения количества движения
во входном и выходном сечениях камеры
смешения с учетом потерь на трение и удар.
Теоретически процесс превращения
кинетической энергии обоих потоков в давление в
диффузоре эжектора осуществляется по изоэн-
тропе 6^-7л, однако вследствие потерь на
трение, завихрения и др. процесс сжатия в
диффузоре протекает по кривой 6—7.
В промежуточном сосуде парожидкостная
смесь, состояние которой определяется точкой
7, разделяется: пары (точка 2) отсасываются
компрессором, а жидкость (точка 8) через
регулирующий вентиль поступает в испаритель
(точка 9).
Через испаритель циркулирует меньшее
количество холодильного агента, чем через
компрессор и конденсатор на величину,
соответствующую количеству пара, выделяющегося из
рабочей жидкости в эжекторе. Поскольку пар,
образующийся в результате дросселирования
при обычном цикле холодильной машины, не
дает полезной холодопроизводительности, то
уменьшение количества холодильного агента,
циркулирующего через испаритель, не снижает
холодопроизводительности машины. Наоборот,
холодопроизводительность в схеме с
эжектором при том же весовом расходе агента через
компрессор несколько увеличивается за счет
уменьшения количества пара, образующегося
в эжекторе, по сравнению с дросселем
(точка 5др).
Сравним обе схемы с учетом потерь во всех
элементах эжектора.
Промежуточное давление рпр в цикле с
эжектором определяем методом
последовательных приближений. Для каждого значения
промежуточного давления коэффициент эжек-
ции и — величина вполне определенная, так
как по закону сохранения энергии (для 1 кг
рабочей жидкости, идущей из конденсатора):
Щ + h = uh + h>
и — и
и = -—-.
h — ls
Энтальпию в точке 7 получаем из
уравнения
- __ и Ь + *'а
*ч— 1 + и
Располагаемую адиабатическую работу
сжатия смеси определяем по известному
соотношению
2 2 2
(Ьг — *б)расп = AС+Ки)Д2 (*4 — hi
где: <рс, срк, срд — коэффициенты скорости
рабочего сопла, камеры смешения и диффузора.
Энтальпию в точке 6 находим по уравнению
о 2
Необходимую адиабатическую работу
сжатия смеси в диффузоре определяем
аналитически с помощью таблиц насыщенных паров
агентов, используя уравнения аддитивности
энтропии
SQ = S0 V * -*б) ~Т~ S0 **6>
sb=s,nv(l~xll)-\-s"nvxh
и энтальпии
где: s'o> s"o, i'Qi Г — энтропия и энтальпия на
нижней (значок ') и
верхней (значок ")
пограничных кривых при
давлении р0;
5пР> snP> *'пР> Kv — то же> ПРИ Давлении рпр.
Задаваясь рядом значений рпр9 находим
последовательно U, /7, (/?1 — *'б)расп> h И> ЗНая ЭН"
тальпию i6, получаем х6 и s6. Из равенства s6=s7
определяем x7l и i7l. Разность (/?, — iG) дает
необходимую адиабатическую работу сжатия в*
заданном перепаде давлений. В качестве
проверки может быть использована t, Р~
диаграмма (или другая), однако точность ее должна
быть очень высокой.
Равенство Ux — i6 = (i7l — *6)Расп
характеризует правильность выбранного промежуточного
давления.
Изложенная методика расчета может быть
несколько упрощена. После нахождения
энтальпии /6 определяем энтальпию в точке 7i
по формуле
и далее проверяем следующее соотношение,
выведенное из равенства s6 = s7l при использо-

№ 2
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
21
вании приведенных выше уравнений
аддитивности энтропии и энтальпии парожидкостной
смеси
5Л — 5Л
"пр
"пр
1пр 1ир
= 1,
Соблюдение этого равенства указывает на
правильность выбранного промежуточного
давления.
Определив промежуточное давление,
нетрудно найти в цикле с эжектором затрачиваемую
работу в компрессоре
Л1Э = is i2,
холодопроизводительность 1 кг агента,
сжимаемого в компрессоре,
?оэ = « (h ~ h) — k — h
и холодильный коэффициент
3 А19 '
Эффективность включения в схему
эжектора может быть оценена коэффициентом ?э,
представляющим собой отношение степени
термодинамического совершенства цикла с
эжектором т\9= -~- к степени термодинамического
?др
совершенства цикла с дросселем т)др =
•Коэффициент $эопределяем по формуле
U Air.
?э ¦
'др
AU
?Др 1\ *4 л*э
Отношение адиабатических работ сжатия
для агентов с отрицательной теплоемкостью
с\ находим как
А1
Др
AU
Рк
Ро
Рк
Рпр
Это выражение предполагает, что
адиабатическое сжатие паров холодильного агента
вблизи пограничной кривой описывается
уравнением для идеального газа (pvK — const)
Такое допущение, внося некоторую
погрешность (до 10%) в определение величины
работы сжатия Л/до или А1Э, практически не дает
никакой ошибки при нахождении отношения
этих работ, мало отличающихся между собой
(менее 20%).
Для агентов с положительной теплоемкостью
Сх, у которых процесс сжатия протекает
слева от верхней пограничной кривой, отношение
работ
л/
др
AU
определяем из выражения
А1
др
*ядр М
А19 ^з — ^2
Энтальпию в конце процесса сжатия (/Здр и
is) находим, используя свойство аддитивности
энтальпии смеси пара и жидкости
*3др = ^к A Х2лр) Т *к ^ЗДр5
h= 1кA—Хг)+1«Хз.
где /к, iK—энтальпии на нижней и верхней
пограничных кривых при давлении
Значения паросодержания в конце процесса
сжатия лг3др и х3 получаем из равенства
51 = 53др и 52 = 53, используя, в свою очередь,
свойство аддитивности энтропии смеси
^Здр == 5к ( 1 -*3др) ~Г 5к «^здр>
где sKi Sk — энтальпии на нижней и верхней
пограничных кривых при давлении рк.
При определении промежуточного давления
и коэффициента Ъэ для различных
холодильных агентов необходимо, согласно приведенной
методике, задаться значениями коэффициентов
скорости: для сопла ус, камеры смешения фк и
диффузора срд. Относительно величины этих
коэффициентов могут быть высказаны
следующие соображения. С одной стороны,
изменение фазового состояния среды, по-видимому,
увеличивает потери и уменьшает значение
коэффициентов скорости по сравнению с
паровыми или газовыми эжекторами, с другой
стороны, рассматриваемый эжектор работает с
небольшой степенью расширения в сопле
^L <7,5) и сжатия в диффузоре (Z^<1,2
Ро I V р0
что способствует повышению коэффициентов
скорости.
Для струйных аппаратов с малой степенью
расширения и сжатия при хорошем
выполнении их и тщательной сборке рекомендуются
следующие коэффициенты скорости: для сопла
срх =0,95, камеры смешения <р2 =0,975,
диффузора ср3 = 0,90 и при входе в камеру
смешения (эжектируемого потока) ср4 =0,925.
Указанные значения коэффициентов
позволяют получить характеристики этих аппаратов
с некоторым запасом [I]. Учитывая, однако,
изменение фазового состояния и связанные с

22
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
№ 2
-30 -20 -10 0 5
Температура кипения, t ° С
Рис. 3. Изменение коэффициентов кэ
и ?э для фреона-12 в зависимости
от температуры кипения (<рс =0,95;
Тк = 0,9; срд = 0,9).
этим дополнительные потери, данные
коэффициенты скорости можно рассматривать,
по-видимому, как предельно возможные. Более
точный ответ на этот вопрос может быть Получен
только в результате экспериментального
исследования.
В наших расчетах, проведенных без учета
расширения эжектируемого потока перед
входом в камеру смешения, были приняты
следующие- коэффициенты скорости: для сопла
Чс = Ч1 = 0,95, камеры смешения <рк —СР2?4 =
= 0,9 и диффузора ?д = ?3 =0,9.
Результаты расчета для фреона-12
представлены на графике (рис. 3) в виде зависимости
коэффициента ?э от температуры кипения
t0 при различных температурах конденсации
tK. На этом графике показано также
изменение коэффициента . тсэ = —?
характеризу-
,идр
ющего уменьшение степени сжатия в
компрессоре. Коэффициент яв, ввиду небольшого от-
пр
ношения температур —, почти равен коэф
фициенту v
БС. Э -
То
(разница в Wo), опре-
"бс- др
деляющему уменьшение всасываемого объема
холодильного агента в случае применения
эжектора.
- Из рис. 3 видно, что в применяемом
диапазоне температур t0 и tK холодильный
коэффициент для фреона-12 при установке эжектора
увеличивается на 3—11%, а степень сжатия и
всасываемый объем компрессора уменьшаются
на 2—15%; При стандартных условийх
коэффициент ?э =1,065, а коэффициент тгэ =0,91.
Снижение потерь на трение, завихрения и т. п.
еще более увеличивает коэффициент ?э и
уменьшает коэффициент тсэ. Теоретически,
при отсутствии потерь на трение, завихрения
и т. п., когда <рс = <Рк = ?д = h коэффициенты
?Эт и тгэт соответственно составляют 1, 11 и
0,88.
Существует и другой путь повышения
эффективности работы эжектора: уменьшение
потери на удар при смешении выравниванием
скоростей рабочего и эжектируемого потоков
путем расширения последнего в специальных
соплах. В случае отсутствия потерь на
смешение и при срс = срк = срд == 1 коэффициенты
Еэт и тгэт равны 1,21 и 0,805. Сравнение
теоретических коэффициентов ?Эт и ?эт
указывает на существенные возможности увеличения
и действительных коэффициентов ?э путем
расширения эжектируемого потока, особенно,
если учесть малые степени расширения и
сжатия в рассматриваемом эжекторе.
Для других холодильных агентов
экономический эффект от замены дросселя эжектором
определяется главным образом дроссельными
хоэффацаент р-> - JjL
Рис. 4. Изменение коэффициентов *э и 1$ Для
различных холодильных агентов в зависимости от .степени
их термодинамического совершенства (<рс =0,95; ^к=0,9;
?д = 0,9).

№ 2
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
23
потерями, которые наиболее полно могут быть
оценены коэффициентом т\А = , Сд [2], т. е.
ч
отношением холодильного коэффициента
цикла с дроссельным вентилем и сжатием сухого
насыщенного пара по адиабате и изотерме (без
необратимости, вызываемой перегревом пара)
к его значению в цикле Карно.
На рис. 4 представлена зависимость
коэффициентов ?э и 1гэ от величины т)д для
различных холодильных агентов, построенная
на основании расчетов при определенных
температурных условиях. Однако она справедлива
и для других температур t0 и tK и с этой
точки зрения является универсальной. С
понижением температуры кипения t0 при
?к = const или с увеличением температуры
tK при t0 = const дроссельные потери
возрастают, коэффициент 7]д уменьшается и
экономичность цикла с эжектором
повышается. То же самое наблюдается с приближением
к критической точке при (tK — t0) = const,
поэтому для теплового насоса коэффициент
?э выше, чем для холодильной машины,
особенно при работе на агентах со сравнительно
низкой критической температурой (фреон-142,
фреон-И4, фреон-С318 и др.).
Все эти положения проиллюстрированы на
рис. 4, где для некоторых холодильных
агентов значения коэффициентов ?э и 7гэ в
зависимости от величины т)д даны для
различных температурных условий, соответствующих
условиям работы теплового насоса (t0 =25°,
tK =75°), холодильной машины с воздушным
охлаждением в жарком климате (t0 =—15°,
tK =45°) и холодильной машины при
стандартных температурах кипения и
конденсации. Для агентов, применяемых в нижней
ветви многоступенчатой или каскадной
холодильной машины( фреон-13, этан),
температуры выбраны в соответствии с условиями их
работы (t0 = — 75°, tK = — 25°).
Для холодильных агентов с положительной
теплоемкостью с"х (см. рис. 2,6) холодильный
коэффициент цикла с эжектором
дополнительно увеличивается за счет отбора жидкости,
образующейся при адиабатическом сжатии
насыщенного пара от давления р0 до давления
/?пр (процесс l—2i). Это обстоятельство
приводит к тому, . что коэффициент ?э для
перфторбутана, фреона-114 (при t0 =_15°,
tK =45°) и фреона-С318 (при t0 = — 15°,
tK =45° и t0 =25°, iK =75°) выходит за
пределы общей зависимости (в сторону
увеличения). Чтобы не нарушать общей
закономерности ?э=/(т)д), на графике (см. рис. 4)
Рис. 5. Двухступенчатая холодильная машина с
эжекторами:
а — принципиальная схема, б — процессы без
потерь в s, Т- диаграмме (обозначения см. на рис. 1).
для этих агентов и указанных температур
(точки помечены крестиком) нанесены
приведенные значения коэффициента ?э .прив>
которые уменьшены относительно истинных
значений его ?э.ист на величину, соответствующую
повышению холодопроизводительности в
двухступенчатом цикле с промежуточным отбором
пара и жидкости (без эжектора), по сравнению
с одноступенчатым циклом (также без
эжектора). Это повышение может быть выражено
отношением холодопроизводительностей 1 кг
агента, соответствующих этим циклам:
#0?р2
?одр,
(/, —/8) (/2 — U)
(h — h) (*2i — *з)
Значения ?э.Прив определяются формулой
Сэ.ис
ьэ.прив —
^ОДрз/^ОДр!
ГДе <7одр2
- холодопроизводительность
двухступенчатого -1хикла с
промежуточным отбором пара и
жидкости.
Значение q0AV2 определяется при
промежуточном давлении, соответствующем работе с
эжектором. Истинные значения коэффициента
?э.ист для указанных агентов даны на
графике (в скобках около соответствующего агента).

24
Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора
№ 2
км
3
*Д
ПС
> 1 ПС 1
Рис. 6. Двухступенчатая
холодильная машина с
пароструйным поджимающим
компрессором, использующим
энергию расширения жидкого
холодильного агента:
а — принципиальная схема, б—
процессы без потерь в s ,Г-диа-
грамме (обозначения см. рис. 1).
Из графика на рис. 4 видно, что
использование эжектора наиболее целесообразно для
холодильных агентов, которые применяются или
могут быть использованы в холодильных
турбоагрегатах [3]. В то же время именно
турбоагрегаты требуют, как правило,
большого расхода энергии, поэтому экономический
эффект, получаемый в результате введения в
схему эжектора, имеет в данном случае
существенное значение.
Графики на рис. 3 и 4 построены для
адиабатического сжатия в компрессоре. В
действительных условиях работы турбоагрегатов
сжатие в компрессоре (неохлаждаемом)
происходит по политропе с показателем m>k; в
этом случае коэффициент ?э (для агентов с
положительной теплоемкостью г* —?э.прив) будет
несколько выше.
Эжектор вместо дросселя может быть
установлен не только в одноступенчатых, но и в
многоступенчатых, каскадных и пароэжектор-
ных холодильных машинах. В
многоступенчатой холодильной машине в ступенях высокого
давления введение в схему дополнительного
промежуточного сосуда не требуется; в ней
можно обойтись также и без дросселирования
жидкости между промежуточным сосудом и
испарителем.
Схема работы холодильной машины
двухступенчатого сжатия и регулирования с
эжекторами вместо дросселей приведена на рис. 5,а,
цикл работы этой машины (без потерь в s, Т-
диаграмме) изображен на рис. 5, б.
Представляет интерес сочетание
рассмотренной схемы со схемой, предложенной проф.
И. С. Бадылькесом [4], в которой эжектор
используется в качестве поджимающего
компрессора (рис. 6,а). В отличие от схемы на рис. 1,6
здесь к основному потоку жидкого
холодильного агента добавляется определенное
количество пара, чтобы получить необходимую
степень сжатия в эжекторе. Теоретический
процесс работы холодильной машины по этой
схеме в s, Г-диаграмме представлен на рис. 6,6.
Данная схема позволяет увеличить к.п.д.
пароструйного поджимающего компрессора за счет
сокращения необратимости дроссельного
процесса без дополнительных затрат на
изготовление эжектора и промежуточного сосуда.
В заключение отметим, что применение
эжектора в рассмотренных схема дает возможность
не только снизить дроссельные потери и
повысить холодильный коэффициент, но и
уменьшить степень сжатия в компрессоре (от 5 до
20%) и всасываемый объем. Это, в свою
очередь, уменьшает габариты компрессора, что
имеет особенное значение для
низкотемпературных установок.
ЛИТЕРАТУРА
I.E. Я. 'Соколов и Н. М. Зингер, Струйные ап- •
параты, Госэнергоиздат, 1960.
2. Л. М. Розенфельд, А. Г. Ткачев,
Холодильные машины и аппараты, Госторгиздат, I960.
3. Ф. М. Чистяков, Холодильные турбоагрегаты,
Госторгиздат, I960.
4. И. С. Бадылькес, «Холодильная техника», 1956,
№ 1.

К расчету! теплообмена между водой и влажным воздухом
Канд. техн. наук Б. С. ВЕЙНБЕРГ— Московское высшее техническое училище им. Баумана
В настоящей статье уточняются некоторые
константы, используемые при расчетах
теплообмена между водой и влажным воздухом.
Энтальпия влажного воздуха. Энтальпию
(теплосодержание) влажного воздуха,
состоящего из 1 кг сухого воздуха и d кг водяного
пара, определяют по формуле
i = it -f- did - ctt -f- did ккал/кг.
Энтальпии сухого воздуха it и воды iw
принимают при 0° равными нулю.
Средняя теплоемкость сухого воздуха си
отсчитанная от 0°, в диапазоне от —40 до 100°
равна с точностью до третьего знака 0,240
ккал/кг град [1].
Энтальпию водяного пара id в точке 1
(рис. 1, а, б) можно определять как по пути
3—2—1, так и по пути 3—4—5—/.
Теплоемкость водяного пара. Среднюю
теплоемкость водяного пара на участке 2—/, при
изменении температуры от 0° до t и давления
от 6,23- 10"~3ата до парциального давления во
влажном воздухе, обозначим cd ккал/кг град.
В большинстве руководств по холодильной
технике cd =0,45 ккал/кг град, хотя
встречаются значения 0,46 и даже 0,47.
Как показано ниже, необходимо принимать
cd = 0,44 ккал/кг град.
На рис. 2 приведена построенная автором
I, lgp-диаграмма для перегретого водяного
пара в области температур, наиболее широко
применяемых в холодильной технике.
Пунктиром нанесены линии, соответствующие
состоянию перегретого пара при некоторых
значениях относительной влажности воздуха ?.
Если обозначить при заданной температуре
давление насыщенного пара p"d, то при
относительной влажности <р оно будет равно
Pd^VPd-
Точка 1 на рис. 2 соответствует состоянию
пара во влажном воздухе при ^=20° и <р=0,6,
или 60%.
Линии температур в области перегретого па-
' ра направлены вверх и влево, поэтому среднее
значение теплоемкости cd между точками
2—1 несколько ниже, чем теплоемкости срт
на участке 2—а при постоянном давлении
6,23- 10_а ата (температура насыщения 0°).
Средняя величина теплоемкости с"т по
пограничной кривой на участке 2—5 будет еще
меньше.
Таким образом, среднее значение
теплоемкости cd находится между срт и ст
(температуры в точках а, 1 и 5 одинаковы). Если
точка 1 перемещается по горизонтали
(pd= const), то при высокой температуре
сближаются значения cd и срт, а при низ-
Если точка / находится
кривой, то значения cd и
— си
Ст'
КОИ — cd
на пограничной
с"т совпадают.
На рис. 3,а приведены средние (в диапазоне
от 0° до t) значения теплоемкостей пара в
идеальном состоянии: с^Д (кривая /, [1]), с"т
(кривая 2) и cd (кривые 3). Последние рас-
-79.7 0
597,3 id
Рис. 1. Расчетное определение энтальпии
перегретого водяного пара:
а — в s> ^-диаграмме, б — в i» Ig p
-диаграмме.

26
К расчету теплообмена между водой и влажным воздухом
№ 2
[ лг/см
008
580
630ккал/пг
Рис. 2. i, lg р-диаграмма для водяного пара.
«V»
Ло,*з
1
I—
2
__
1
S
^е
г^
*>;>/
-ио
Ч" ##^-
^ /7-
^ -/7/77
/°
f
а
\
\
30
V
^
40 Г ?
^ 40
601'С
Of
f t*
С^т
^ш
20
40 60 t 'С
Рис. 3. К расчетному определению
энтальпии перегретого водяного
пара;
а—средние значения теплоемкости во-
ид
дяного пара от 0° до t : l—cm .2 — c'mt
турах точки росы; б — поправка Д/
в— поправка Д /d
W,
считаны по таблицам водяного пара [2, 3].
Линии равных точек росы tp = const
соответствуют точкам, лежащим в /, lgp-диаграм-
ме (см. рис. 2) на одной горизонтали и в
i, ^-диаграмме для влажного воздуха на одной
вертикали. Линия tp = 0° определяет
теплоемкости срт.
Участок кривой 2 при отрицательных
температурах (см. рис. 3,а) построен по
таблицам термодинамических свойств льда и
водяного пара, составленным Гоффом и Гратчем
[4] и пересчитанным автором в метрическую
систему мер [5].
В секторе а—2—в на рис. 2 (^>0°; tp<0°)
среднее значение теплоемкости cd > срт,
однако линии температур здесь слабо
наклонены и различие между обеими теплоемкостя-
ми незначительно. В секторе в—2—5 л
(t<0°; tp <0°) теплоемкость cd несколько
ниже ст (см. кривую 2 на рис. 3,а).
Таким образом, во всех областях диаграммы
при не слишком высокой температуре среднее
значение теплоемкости cd находится между
0,435 и 0,445. Значение 0,445, как видно из
сопоставления рис. 2 и 3,а, соответствует
относительной влажности воздуха порядка 0,1—0,2.
С округлением до второго знака теплоемкость
водяного пара cd должна приниматься
равной 0,44 ккал/кг град.

№ 2
К расчету теплообмена между водой и влажным воздухом
27
Энтальпия водяного пара. Энтальпию пара
по пути 3—2—1 (см. рис. 1) определяют по
формуле
Ч=*ГъЛ ^ = 597,3+^. A)
С учетом изложенного выше
id = 597,3 + 0,441 ккал/кг. B)
При расчете энтальпии по пути 3—4—5—1
ta = iw + rt +A h = tw + Mw +
-f rt + A /d ккал/кг. C)
Здесь A*V— разность между значениями
энтальпии воды и ее температуры. Величина эта
незначительна и при определении id с
точностью до 0,1 ккал/кг ею можно пренебречь
(значения Mw приведены на рис. 3,6) >
Поправку Md, показывающую
увеличение энтальпии при изотермическом
расширении насыщенного водяного пара на участке
5—1, в случае необходимости, можно
определить по рис. 3, в.
Значения rt в диапазоне от 0 до 50°
находят с точностью до 0,1 ккал/кг по
приближенной формуле
rt = 597,3 — 0,5651 ккал/кг.
Таким образом, энтальпия пара составит
id = 597,3 + 0,435 tw•+ А id ккал/кг. D)
Теплоемкость водного льда. В таблицах
[4, 5] приводятся значения энтальпии льда в
состоянии термодинамического равновесия с
водяным паром. Анализ этих данных
показывает, что теплоемкость льда сл по
пограничной кривой при 0° составляет 0,5 и линейно
снижается до 0,33 при —100°. Можно принять
значения теплоемкости равными
с'л = 0,5 4- 1,7 • 10~31 ккал/кг град. E)
Отсюда легко можно вывести уравнение для
расчета энтальпии льда. Среднее значение
теплоемкости льда в диапазоне от 0° до t
составит
^т = 0,5 + 0,85 • 10~3/ ккал/кг град. F)
Скрытая теплота плавления при 0° равна
79,67 ккал/кг. Следовательно,
/л.=—79,67+ 0,5* +0;85- 10~Ч2ккал/кг. G)
При расчете энтальпии перегретого пара по
пути <?—2—1 л (см. рис. 1) она определяется
по формуле B), причем при температурах
ниже 0° температура / подставляется со знаком
минус.
Скрытая теплота конденсации и
льдообразования достигает наивысшего значения 678,06
при —35°.
Из рис. 1 видно, что
Величину 4л находят (с погрешностью в
сторону увеличения 0,1 ккал/кг при —50° и
0,15 ккал/кг при —100°) по формуле B), так
как значение теплоемкости ст весьма
близко к 0,44.
Следовательно,
^ = 597,31 + 0,44^ +
+ 79,67—0,5^ — 0,85- 10-3f2 =
= 676,98 — 0,06^ — 0,85- Ю-3*2 ккал/кг,
или с округлением
г, = 677,0 — 0,06* — 0,85- 10-Ч2 ккал/кг. (8)
Коэффициент влаговыпадения. Для
определения коэффициента ? широко применяется
приближенная формула
5=1 +
597,3-
-=\\В
о
2900-
2800-
2700
9?ПП-
ZOUU
9Wfl-
9АПП-
9W/)-
29ПП-
2100-
йфю3
20
30
40
(/=10-10
20 .
30
-30 -20
20 30 40
tcl°c
Рис. 4. Значения коэффициента В в формулах (9)
и (A0) для расчета коэффициента
влаговыпадения.

28
Приближенный расчет оребренных поверхностей теплообмена
№ 2
В соответствии с изложенным при положи
тельных температурах
597,3
? = -
0,24-f 0,44d
и при отрицательных
В
677,0 — 0,5 tCT — 0,85 • 1СГ3 /с2
0,24 + 0,44^
(9)
A0)
Значения В указаны на рис. 4.
Таким образом, приводимые в литературе
значения В, равные 2480 для положительных
температур и 2880 для отрицательных,
преувеличены.
ЛИТЕРАТУРА
1. Таблицы термодинамических свойств газов, ВТИ им.
Ф. Э. Дзержинского, 'Госэнергоиздат, 1953.
2. М. П. Б у к а л о в и ч, Термодинамические свойства
воды и водяного пара, Машгиз, 4958.
3. Таблицы термодинамических свойств воды и
водяного пара, основанные на экспериментальных данных,
ВТИ им. Ф. 3. Дзержинского, Госэнергоиздат, 1952.
4. J. А. С о f f and S. G г a t с h, Low—Pressure
Properties of Water ifrom-160 to 212 F, H. P. A. C. № 2,
1946.
5. Термодинамические свойства льда и водяного пара
при низких температурах, «Холодильная техника»,
1956, № 2, стр. 79.
Приближенный расчет оребренных поверхностей теплообмена
Канд. техн. наук В. 3. ЖАДАН — Одесский технологический институт пищевой
и холодильной промышленности
Оребренные поверхности теплообмена
получили широкое распространение в технике,
однако методы их расчета, несмотря на
значительные упрощения [1, 2], остаются
относительно сложными. Мы не располагаем еще
простыми аналитическими зависимостями,
позволяющими выражать теплопередачу
ребристой поверхности одним общим уравнением.
Существующие методы расчета оребренных
поверхностей теплообмена основаны на
использовании гиперболических функций или
графиков [3], в связи с чем невозможно
выполнение технико-экономических исследований с
применением методов математического
анализа из-за отсутствия единой функциональной
зависимости между коэффициентом
теплопередачи и геометрическими размерами ребристого
элемента.
В настоящей статье делается попытка
представить коэффициент теплопередачи
оребренной поверхности одним общим уравнением,
которое отражает зависимость между
важнейшими величинами, характеризующими
теплопередачу.
В неразвернутом виде уравнение
коэффициента теплопередачи оребренной поверхности
выражается следующим образом:
1
где:
A)
?¦
где: ак
ва
- коэффициент теплопередачи,
отнесенный к общей наружной
поверхности FH9 т. е. к сумме поверхности
ребер Fv и труб (между
ребрами) jFL, ккал/м2 час град;
коэффициент теплоотдачи внутри
трубы, ккал/м2 час град;
приведенный коэффициент
теплоотдачи снаружи оребренной трубы,
ккал/м2 час град
конвективный коэффициент
теплоотдачи, который может быть
вычислен по формулам Э. С. Карасиной
[2,3];
коэффициент, учитывающий
неравномерность распределения ак по
оребренной поверхности, который
принимается равным 0,9 для ребер
с прямым основанием и, 0,85 для
ребер с цилиндрическим основанием
[2];

№ 2
Чь
Приближенный расчет оребренных поверхностей теплообмена
29
R — суммарное термическое
сопротивление загрязнений на оребренной
поверхности.
Для поверхностей, омываемых чистым
воздухом, мы рекомендуем принимать
/? = 5- 10-
10 • 10-
Если температура поверхности теплообмена
ниже точки росы воздуха, то
1
где
\ — коэффициент влаговыпадения;
^ин— средняя толщина слоя инея, м;
Хин — коэффициент теплопроводности
инея, ккал/м час град.
При выпадении инея гофрированная
поверхность спирального ребра (в случае
расчета поверхности ребра) рассматривается как
плоская поверхность.
Коэффициент эффективности оребренной
поверхности в формуле A) равен
1—-
Ф-
+ 11-
Р
B)
здесь: р — коэффициент оребрения
(отношение полной наружной поверхности
к наружной поверхности гладких
труб до оребрения);
- - —отношение толщины ребра к шагу
ребер.
Таким образом, формулу A) можно
представить в следующем виде:
.' г-
1
+ /? + ^
• +
и-*}.'
f
aRH "RH
C)
Важнейшая величина в уравнении C) —
коэффициент эффективности ребра Е,
который зависит от отношения высоты ребра к
половине его толщины и от величины критерия
краевого подобия Био (Bi),
характеризующего связь между полем температур в твердом
теле (ребре) и условиями теплоотдачи на его
поверхности. Критерий Био можно
рассматривать как безразмерный относительный
коэффициент теплообмена, позволяющий
сопоставить интенсивность теплообмена на
поверхности ребра ан с тепловой проводимостью
самого ребра —:
Bi
ан/гр
Чем меньше критерий Био, тем выше, при
прочих равных условиях, температурная
эффективность ребра (тем меньше
температурный градиент по высоте ребра).
Коэффициент эффективности ребра
определяется безразмерным комплексом М
М
здесь: X
У л
0,5 Ьп
Bi
V—.
^р Sp
D)
hp =
коэффициент теплопроводности
материала ребра, ккал/мчасград;
м (для круглых ребер);
hp = - ж (для квадратных ребер),
где: D — наружный диаметр круглого
ребра, м;
В — сторона квадратного ребра, м.
Коэффициент эффективности ребра обычно
определяют по графикам [3].
Для аналитических расчетов автор
предлагает следующие приближенные уравнения:
для прямых и спиральных ребер
Vv
?=1,04— 0,28 М,
для круглых ребер
ч?
E)
D
? = 1,04 — @,255 + 0,04 —) М, F)
для квадратных ребер
?=1,04
1,3 Af
В dn
0,83-f —+ 0,43-^г М
G)
В
Сравнение с известными графиками [3]
показывает, что отклонение не превышает 5%>.
Такая ошибка приемлема в инженерных
расчетах, во-первых, потому, что коэффициенты
теплоотдачи и термические сопротивления
загрязнений определяются с некоторым
приближением, и, во-вторых, отклонение конечной
величины — коэффициента теплопередачи —
будет всегда меньше отклонения, допущенного
при вычислении коэффициента эффективности
ребра как промежуточной величины.
Области применения уравнений E), F), G)

30
Приближенный расчет бребрёнНЫХ пдверхностей теплообмена
№ 2
ограничены следующими значениями М, при
которых Е>0,45:
для прямых и спиральных ребер
М = 0,1 -s-2,2,
для круглых ребер
М = 0,1-*-1,6,
для квадратных ребер
М = 0,1 -+-1,2.
Большие значения М, соответствующие
Е<0,45, не представляют практического
интереса.
Уравнения E), F), G) справедливы для
ребер постоянной толщины. Для сужающихся
ребер (трапецевидных и треугольных) в
уравнение C) вместо Е следует подставлять Еч
[3], причем для аналитических расчетов
автор рекомендует формулу
в0 = l+0,125(l -\/h-\M, (8)
где: 6i — толщина ребра у основания;
62 — толщина ребра на торце.
В этом случае при вычислении М по
уравнению D) подставляют величину средней
толщины ребра 8 р.ср
S1 + &2
°р.ср ~ .
При подстановке предлагаемых автором
выражений E) — (8) для Е и ч в формулу C)
получается развернутое уравнение для расчета
коэффициента теплопередачи kH.
Примерные расчеты.
I. Круглое ребро:
ан = 35 ккал/м2 час град;
авн = 800 ккал/м2 час град;
X = 39 ккал/м час град; шаг ребра 6 мм;
8р = 0,4 мм; Лр= 12 мм;
труба 0 18 X 1 мм; D = 42 мм;
-/- = 0,067;— = 2,33;
Р= 7,58; -^=8,5.
Определить kH:
По уравнению D)
М = 1,2 • Ю-2 |/ 2'35 х = 0,8,
Г 39 • 4 • Ю-4
по уравнению F)
? = 0,76,
но уравнению B)
1> = 0,79,
по уравнению A)
^н = 21,4 ккал/м1 час град.
II. Предположим, что при определении Е в
примере I была допущена ошибка в .4,2%>.
Точное значение ? = 0,73. Остальные условия
прежние.
Уточненные значения: ф=0,76, ?„=20,8
ккал/м2час град.
Расхождение с величиной &н в примере I
составляет 2,9%, т. е. в 1,4 раза меньше, чем
расхождение для ?.
Выводы
1. Предложены простые уравнения для
определения коэффициента эффективности
различных типов ребер постоянной и переменной
толщины.
2. Выведено уравнение для расчета
теплопередачи ребристого элемента, позволяющее
выбирать оптимальные условия оребрения
поверхностей теплообмена.
3. Погрешность при расчете ребристых
поверхностей теплообмена, связанная с
приближенным определением коэффициентов
эффективности ребер, в широком (представляющем
практический интерес) интервале значений
безразмерной характеристики ребра М не
превышает 4!%).
ЛИТЕРАТУРА
1. Th. ,E. Schmidt, Heat Transfer Calculations for
Extended Surfaces, «Refrigerating Engineering», 1949,
vol. 57, № 4.
2. 3. С. К а р а с и н а, Теплообмен в пучках труб с
поперечными ребрами, «Известия ВТИ», 1952, № 12.
3. С. С. (К у т а т е л а д з е и В. М. .Б о р и ш а н с к и й,
' «Справочник по теплопередаче», Госэнергоиздат, 1959

Охлаждение воздуха в аппаратах с пенным режимом
Канд. техн. наук С. А. БОГАТЫХ
Аппараты с пенным режимом могут найти
применение в установках кондиционирования
воздуха. Они примерно в 10 раз компактнее
камер орошения, просты по конструкции и
могут быть изготовлены на любом заводе.
Корпус / аппарата (рис. 1) может быть
прямоугольного или круглого сечения. Основная
деталь — перфорированная тарелка 2, на
которую подается вода из коробки 3.
Перегородка, предусмотренная в коробке, обеспечивает
равномерное распределение воды по тарелке.
Под действием кинетической энергии потока
воздуха и сил трения жидкость, перетекающая
по тарелке 2, вспенивается, что создает
большую, непрерывно обновляемую поверхность
контакта сред.
Жидкость из реакционного пространства
через порог 4, который позволяет поддерживать
А Воздух
вода
I Сток воды
Рис. 1. Схема пенного аппарата:
1 — корпус, 2 —
перфорированная тарелка, 3 — коробка для
воды. 4 — порог, 5 _ камера, б —
трубка для отвода воздуха, 7 —
кольцевая камера, 8 — конфузор,
9 — дополнительная тарелка, 10 —
регулировочная заслонка.
определенный уровень ее на тарелке,
поступает в камеру 5, где пена разрушается.
Воздух проходит в аппарат через кольцевую
камеру 7, обеспечивающую равномерный его
подвод к тарелке 2, и удаляется из аппарата
через конфузор 8. Для более тщательного
выравнивания потока воздуха перед тарелкой 2
можно устанавливать дополнительную
тарелку 9. Высота пены зависит от скорости воздуха
в аппарате, расхода жидкости и высоты порога.
Однако необходимая высота пены в аппарате
в пределах до 700 мм может быть достигнута
при различных значениях указанных величин
путем изменения высоты сливного
отверстия AS с помощью регулировочной
заслонки 10.
В пенных аппаратах одновременно с
охлаждением и осушением воздуха происходит
хорошая очистка его от пыли, масел, кислот
(к. п. д. очистки при высоте пены 400 мм более
99Р/о|) и сильная ионизация, в результате
которой значительно возрастает число легких
отрицательных ионов по сравнению с числом
положительных ионов [1, 2], что, по мнению многих
специалистов, улучшает условия пребывания
людей в помещении. Таким образом, в пенных
аппаратах можно осуществлять комплексную
обработку воздуха. Кроме того, они
обеспечивают незначительную разность температур
между воздухом и водой на выходе (рис. 2).
«5
i_5fc.
\а
^^
\5
"К
ч<?*
о —
V —
t —
^^f-
i^
р—<Уч
;/
<r=iooz \
</=80% J
*f = SO * —'
f~%*^
\-ОЛ
200 300 400 500 600 700
дь/сота лень/, Н„ мм
Рис. 2. Зависимость разности
температур воздуха и воды на
выходе из аппарата от высоты пены:
а — при w r = 3 м/сек и различной
начальной влажности воздуха,
б — при различной скорости
воздуха wT : 1_1,5 м/сек, 2 —
2,0 м/сек, 3 — 2,5 м/сек, 4 — 3,0
м/сек, 5 — 3,5 м/сек.

32
Охлаждение воздуха в аппаратах с пенным режимом
№ 2
Это позволяет использовать для охлаждения
воздуха воду со сравнительно высокой
начальной температурой.
Следовательно, изучение процессов
охлаждения воздуха водой в пенных аппаратах
представляет определенный интерес.
Анализ системы дифференциальных
уравнений теплообмена для двухфазной среды с
помощью теории подобия на основе
масштабных преобразований, комбинирования и
замены безразмерных комплексов позволил
установить в общем виде критериальное уравнение
теплообмена
ZH(Prr); -0L (Ргж) — критерий Прандтля для
ki обЯУг
=/
и-g2
qAS^
A)
CrTrg
где: Ат.об— коэффициент теплопередачи,
отнесенный к объему пены;
wr — скорость воздуха в аппарате, отнесенная
к поперечному сечению реакционного
пространства аппарата;
g — ускорение силы тяжести;
i — интенсивность потока воды (г= ~ =
= ~ — отношение расхода жидкости
пс
бж к ширине сливного отверстия Лс);
q — количество тепла, получаемого водой при
конденсации влаги из воздуха или
отнимаемого от нее при испарении,
отнесенное к объему пены;
А^ж — разность температур воды,
обусловленная испарением или конденсацией
влаги;
(Кт) — критерий теплообмена (вместо
Crlrg
«*, Тг
V-vg2
критерия Кирпичева), характеризующий
интенсивность работы аппарата при
различной продолжительности пребывания в
нем газа [2]. Этот критерий позволяет
сравнивать габариты аппаратов
различных типов;
- инерционно-вязкостный кри-
-(Re;)
терий [3] (вместо критерия Rer). Принят
в связи с тем, что диаметр смесительных
аппаратов, как установлено [4, 5], в
определенных пределах, практически
применяемых в установках
кондиционирования воздуха, не влияет на гидродинамику
взаимодействующих сред;
— т — т —видоизмененный
^ж ^ж Лс Мж
критерий Рейнольдса для жидкости;
газа и жидкости;
Kq—критерии, учитывающий влияние
кж А ?ж
процесса теплообмена на процесс массо-
обмена.
В приведенной формуле индекс «г»
обозначает воздух, «ж» — воду; с, у, ji, v, a, X, t —
общеизвестные физические параметры воздуха
и воды.
На процесс теплообмена при охлаждении
воздуха в условиях кондиционирования
влияют в основном гидромеханические условия
(Rer и Re ж) и физические параметры газовой
среды, учитываемые критерием Ргг.
Влияние критериев Ргж и Kq на процесс
теплообмена в рассматриваемых условиях не
исследовалось. '
Поскольку обязательной предпосылкой
теплового подобия является геометрическое
подобие, то в общее критериальное уравнение
теплообмена необходимо ввести условный
симплекс геометрического подобия
ИП
д5 (Г).
характеризующий поверхность и
продолжительность контакта воздуха и воды на тарелке
и определяющий интенсивность работы
аппарата (здесь #п —высота пены; AS — высота
сливного отверстия).
Таким образом, окончательное уравнение
для исследования процессов теплообмена при
охлаждении воздуха водой в установках
кондиционирования имеет следующий вид:
ki.06WT ^ I ™\ъ
Crlrg
\*rg'
Is
B)
Влияние остальных критериев учитывается
коэффициентом ki.
Уравнением B) можно пользоваться при
исследовании процессов теплообмена в любых
аппаратах с непосредственным контактом
взаимодействующих сред. В это уравнение
вместо симплекса ~т^~ можно вводить
наиболее характерный для аппаратов каждого типа
критерий геометрического подобия,
определяющий условия взаимодействия сред и
геометрические размеры реакционного пространства
аппарата.
В случае'регулирования высоты пены
изменением величины сливного отверстия сим-
плекс ~Гс" может быть вычислен по уравнению

№ 2
Охлаждение воздуха в аппаратах с пенным режимом
33
где
: Wef-
-0,9
= 2,0^103Rer-u*bi)Re;l'wWe
-0,9
C)
\7жА52
критерий Вебера,
определяющий влияние
поверхностного натяжения на
гидродинамику
взаимодействия сред в
двухфазном слое;
Нп — высота пены над порогом;
а — коэффициент
поверхностного натяжения.
Если задана величина Н'п, то значение AS
при температурах жидкости и газа,
равных 20°, может быть найдено по формуле
AS=0,89
*.44 -1.12
И
'1,25
D)
При известном значении AS высота пены
может быть вычислена следующим образом:
Нп = К\ 0,91
wl»i /0.9
ASU
E)
где hn — высота порога.
В формулы D) и E) величины
подставляются:
Wf — MJceK, i — мъ1мчас, ИП, AS и /гп — м.
Чтобы исключить влияние процесса массо-
обмена на процесс теплообмена в опытах с
охлаждением воздуха водой, при каждом
режиме поддерживалось постоянное влагосодержа-
ние до аппарата путем предварительного
осушения воздуха с последующим нагревом или
путем предварительного его увлажнения,
исходя из осуществления процесса при d=const.
Влажность воздуха на выходе из аппарата во
всех режимах составляла 88—98%, поэтому
не было надобности в определении влияния
критерия Kq на процесс теплообмена.
При расчете коэффициентов теплопередачи
температурный напор устанавливали по
среднеарифметической величине, потому что
применение среднелогарифмической разности
температур приводило к значительному разбросу
точек. Это объясняется большой
относительной погрешностью, получаемой при
вычислении At, в случае малой разности температур
воды до и после аппарата.
График зависимости коэффициента
теплопередачи от скорости воздуха в аппарате
приведен на рис. 3.
Скорость воздуха м/сел
Рис. 3. Зависимость объемного
коэффициента теплопередачи от скорости
воздуха при различной высоте
пены Ип:
1 — 150 мм, 2 — 250 мм, 3 — 350 мм,
4 — 450 мм.
С увеличением скорости в некотором
интервале до достижения равновесного состояния
коэффициент теплопередачи возрастает. С
уменьшением высоты пены точка,
характеризующая равновесное состояние при увеличении
скорости воздуха, смещается вправо. Таким
образом, в этом случае для достижения
равновесного состояния требуется большая высота
пены.
Во время исследования зависимости /гт.0б =
= / (i) в аппарате поддерживалась
постоянная высота пены при удельных расходах 1,5—
10 кг воды//сг воздуха за счет изменения
высоты сливного отверстия.
600 700
Высота пены, **
Рис. 4. Зависимость объемного
коэффициента теплопередачи от высоты
пены при различной скорости
воздуха wr:
1—1,5 м1сек, 2 — 2 м/сек, 3 —
2.5 м'сех, 4—3 м/сек, 5 — 3,5 м'сек.

34
Охлаждение воздуха в аппаратах с пенным режимом
№2
По данным опытов, коэффициент
теплопередачи в пределах /=0-ь20 м3/м час практически
не зависит от интенсивности потока воды. В
случае необходимости регулирования высоты
пены величина ее может поддерживаться
практически постоянной, т. е. поверхность контакта
не изменяется от расходы воды. Поэтому
коэффициент теплопередачи в рассматриваемых
условиях не зависит от интенсивности потока
воды. Показатель степени п у критерия Яеж
в уравнении B) в этих условиях равен нулю.
Как видно из рис. 4, наибольшее значение
&т.об в исследованных пределах достигается при
высоте пены 150 мм. Увеличение высоты пены
свыше 150 мм приводит к резкому уменьшению
коэффициента теплопередачи. Следовательно,
воздух лучше всего охлаждается в нижних
слоях пены. Как только система приходит в
равновесное состояние, зависимость
объемного коэффициента теплопередачи от высоты
пены становится обратно пропорциональной.
Ввиду того, что коэффициент теплопередачи
в рассматриваемых условиях не зависит от
интенсивности потока воды, общее
критериальное уравнение принимает вид
KT = 62Re;wPr?r.
F)
Как доказано работами многих
исследователей, показатель степени у критерия Ргг
в среднем равен 0,33, поэтому уравнение F)
можно представить так
Кт
рго,зз
= k.ReraF
G)
12
Г I ^
§1
-X^N^J
Sz
5S
(С***
В
><L2 г
L/ Г
В
гчФ
ргп
fey
iTrM
%0 15 2 3 4
6 8 10
Рис. 5. Зависимость
рг0 ,3,3
Г1 г
20 30 4$ 50 SOjf
= f(T) при wr:
2009 ШО 10000 14000 10000 2200026000 J
К7 об. расу ккал/#'ш ераЪ
Рис. 6. Сопоставление опытных и
расчетных величин коэффициента
теплопередачи.
При wr = const и различных высотах пены
k4 = k,Rerm, (8)
тогда уравнение G) примет вид
kj«. (9)
Кт
1 — 1,5 м/сек,2 — 2 м/сек, 3 — 2,5 м\сек, 4—
3 м/сек, 5 — 3,5 м/сек.
рг0,зз
г г
По опытным данным, определенным образом
сгруппированным, можно построить графики
зависимости —^=/(П в логарифмических
координатах (рис. 5) и получить уравнения:
wr= 1,5 м\сек\
wr = 2 м\сек\
wr = 2,5 м\сеъ -^ = 10,0Г~^' I (Ш)
i
wv = 3 м/сек;
wr = 3,5 м/сек;
Среднее значение q = — 0,35.
На основании зависимости &4=/(Кег)в
логарифмических координатах можно найти
постоянные коэффициенты уравнения (8):
h = 0,0198; т = 0,55.
Кт
кт
pr0,S3
к?
Ргс,зз
Кт
рго,зз
Кт
рго,зз
4,4 Г-344 ]
7,1 Г~0'345
1
:10,0Г-°'3в 1
|
= 12,3 Г-0-36
= 14,6 Г-0-35

№ 2
Интенсификация процесса теплообмена в льдогенераторе
35
Отсюда получим уравнения теплообмена j
при охлаждении воздуха в пенном аппарате в j
рассматриваемых условиях: [
&т.об Wr __
Crbg
/J \0,55/ \0,33/ н \-0,35
в 1,98. 10-М^Щ - — ' (И) ;
Графическая проверка (рис. 6) уравне- г
ния A1) показала, что по нему можно опреде- 7
лить средние данные. Отклонения опытных
точек от расчетной линии находятся в обычных с
пределах (до 15%), поэтому уравнение A1) г
вполне приемлемо для практических расчетов. ^
Коэффициент теплопередачи может быть j
вычислен по формуле, полученной из уравне- }
ния A1)
kT.o6= г 7г . A2) ь
Подставляемые в формулу A2) величины
имеют следующую размерность:
wY — MlceK, fr—кг\мъ, AS и Ип — мл ^г—
кг\секм*, Хг — ккал\м час град. 1
Разность температур воздуха и воды (см.
рис. 2) и относительная влажность воздуха на 2
выходе из аппарата, как показали
исследования, практически не зависят от влажности
воздуха на входе в аппарат. При высоте пены
Яп > 150 мм относительная влажность воз- 3
духа составляет 90—98%. По известным
начальным параметрам воздуха и разности меж- ,
ду температурами воздуха и воды на выходе
из аппарата можно установить расчетным
путем конечную температуру воздуха, выходя- s
щего из аппарата. Изобразив процесс охлаж-
При производстве блочного льда в
рассольных льдогенераторах процесс замораживания
воды в формах протекает медленно, поэтому
желательно его интенсифицировать.
Обычно в баке для замораживания рассол
приводится в движение мешалкой. Это
несколько повышает теплоотдачу к рассолу. В
дения воздуха в i, ^-диаграмме, можно
определить количество испарившейся или
сконденсировавшейся влаги.
Выводы
Выведенные обобщенные критериальные
уравнения теплообмена в двухфазной среде
справедливы и приемлемы для исследования
процессов теплообмена в контактных
аппаратах любых типов.
Критериальное уравнение теплообмена и
формула для вычисления коэффициента
теплопередачи при охлаждении воздуха в
аппаратах с пенным режимом справедливы и
приемлемы для расчета этих аппаратов, что
подтверждается графической проверкой уравнения.
Предложенный критерий теплообмена
обладает большой общностью и позволяет
сравнить данные по теплообмену в аппаратах
любых типов.
ЛИТЕРАТУРА
1.С. А. Богатых, (Комплексная обработка воздуха
водой в системах кондиционирования, «Вестник
машиностроения», 1959, № 12.
2. С. А. Б о г а т ы х, Малогабаритный контактный
аппарат для судовых установок кондиционирования
воздуха, Труды НТО судостроительной промышленности,
Выпуск № 34, I960.
3. У Цзинь-чен, Изучение явления пенообразования
при пропускании газа через слой жидкости,
диссертация, 1955.
4. И. П. М у х л е н о в, Исследование пенного способа
взаимодействия газов с жидкостями, диссертация,
1955.
5. Ж. А. Коваль, Массопередача на горизонтальных
ситчатых тарелках, диссертация, МХТИ, 1953.
формах вода неподвижна и теплоотдача от
нее к поверхности льда или формы не
интенсифицируется.
Процесс теплопередачи в форме
усложняется тем, что здесь происходит изменение
поверхности теплоотдачи от воды ко льду и
изменение коэффициента теплопередачи от воды к
Интенсификация процесса теплообмена в льдогенераторе
В. А. ЩУКОВ— Опытный завод Харьковского научно-исследовательского химико-
фармацевтического института]

36
Интенсификация процесса теплообмена в льдогенераторе
№ 2
рассолу в связи с нарастанием слоя
намораживаемого льда.
Если не принимать во внимание слой льда
на дне формы, то поверхность теплоотдачи от
воды к поверхности льда может быть
определена по формуле
F=F0-8hb м% A)
где: ^о — боковая поверхность формы, м-\
h — высота стенки формы,
погруженной в рассол, м\
о — толщина слоя льда на стенке, м.
Если пренебречь сопротивлением
металлической стенки формы, то коэффициент
теплопередачи можно определить по уравнению
1
k =
1
+ -
+ V
где:
«1 
и а2 — коэффициенты теплоотдачи
от воды ко льду и от
стенки формы к рассолу;
X — коэффициент
теплопроводности льда.
Сумма тепловых сопротивлений на
поверхностях теплообмена с водой и рассолом
определяется по формуле
/?=— + —- B)
Как показали расчеты, при производстве
льда в льдогенераторах значение этой
величины колеблется в пределах 0,009—0,01 м2 час
град/ккал.
На опытном заводе Харьковского
научно-исследовательского химико-фармацевтического
института для уменьшения сопротивления R
применили барботаж жидкости воздухом.
Оказывается, что в этом случае значение
сопротивления R снижается до 0,0055, что
существенно влияет на общий коэффициент
теплопередачи, а следовательно, и на скорость
замораживания воды.
Ос
w
Рис. 1. Схема циркуляции рассола в
льдогенераторе с барботером:
1 — льдогенератор, 2 —коллектор, 3 —
термометр, 4 — барботер, 5 — холодильная
установка, 6 — воздуходувка, 7 — насос.
Автор провел сравнительное
экспериментальное исследование скорости
замораживания воды в льдогенераторе с Применением
барботажа и без него. Схема рассольного
льдогенератора с барботером представлена на
рис. 1.
Льдогенератор / представляет собой
прямоугольный бак с теплоизоляцией. Внутренние
размеры бака 830X960X800 мм.
В баке в три ряда размещается 21 форма.
Формы изготовлены из стали Ст.З; толщина
листа 1,5 мм. Рабочая емкость одной формы
10,5 л, боковая поверхность Fo = 0,358 ж2,
высота h = 0,65 м.
В крышке бака имеется 21 отверстие для
пропуска воздуховодов от коллектора 2.
Коллектор состоит из распределительного
устройства для равномерной подачи воздуха и
воздуховодов (внутренний диаметр 12лш),по
которым воздух подается в каждую форму и
барботирует воду. Конец каждого воздуховода
заглушён и имеет четыре отверстия
диаметром 2 мм.
Коллектор находится над формами и может
перемещаться в вертикальном направлении.
Воздух в него подается по трубе диаметром
25 мм.
На дне льдогенератора установлен
трубчатый барботер 4, представляющий собой сетку
из труб (внутренний диаметр 12 мм),
образующих 21 прямоугольник (по числу форм).
В барботере просверлено 120 отверстий
диаметром 2 мм с таким расчетом, чтобы турбу-
лизирующие рассол пузырьки воздуха
двигались близ поверхности форм. Воздух в
барботер подается по трубе диаметром 25 мм. В
верхней части льдогенератора предусмотрен
отсос воздуха по трубе в воздуходувку 6
ротационного типа. Производительность ее
50 м3/час, напор 0,12 атм, мощность 0,7 кет.
Циркуляция рассола осуществляется насосом
7 типа ЛК-5-15. Холодопроизводительность
холодильной установки АК-2АВ 15000/с/сал/<шс.
При проведении опытов как с применением
барботажа, так и без него соблюдались
следующие условия:
—давление испарения ~ 2 ати,
конденсации— 10 ати, одинаковый расход
охлаждающей воды, одна и та же температура;
— безостановочная работа
циркуляционного насоса;
— общее количество воды, заливаемой в
формы, V = 220 л, начальная температура ее
К = 8°;
— температура рассола в момент загрузки
форм в льдогенератор —10°;

№ 2
Интенсификация процесса теплообмена в льдогенераторе
37
— одинаковое расположение форм;
— замеры 'проводились через каждые 0,5
часа.
При времени замораживания, равном двум
часам, применение барботажа D0 м3/час
воздуха под давлением 0,1 атм на весь
льдогенератор) увеличило «количество льда в каждой
форме в среднем с 5,8 до 7,6 кг, т. е. на 31°/oi.
При (Времени замораживания, равном трем
часам, количество льда увеличилось с 7,7 до
10 кг, т. е. на 30?/oi, причем в последние полчаса
барботаж практически был прекращен.
Полное замораживание льда (под
наблюдением были 3 формы, находящиеся в
середине льдогенератора) без барботажа
продолжалось 4,5 часа, а с применением барботажа
3,2 часа, при этом производительность
увеличилась на 40|0/о. Средний вес льда в каждой
форме в обоих случаях составлял 10,5 кг.
За 40 минут до окончания процесса барботи-
рование также было 'прекращено.
Представляет интерес сравнить изменение
толщины слоя льда в зависимости от времени
для условий работы с барботажеАм и без него.
Рост толщины слоя льда во времени, как
показали расчеты и данные, полученные
опытным путем, можно графически представить
прямой линией (рис. 2), определяемой
уравнением
__ К Ц80 4- tH) ,Qx
где: т — время, часы;
К — коэффициент пропорциональности,
зависящий от коэффициентов
теплоотдачи и геометрических размеров
металлической формы;
о — толщина слоя, м;
tH— начальная температура воды, °С;
Л^ — разность температур между
рассолом и водой, равная с достаточной
точностью средней температуре
рассола, °С.
Полученные опытным путем коэффициенты
пропорциональности для форм составили:
при замораживании без барботажа К = 10,6,
при замораживании с барботажем К = 6,75,
т. е. практически равны расчетным
коэффициентам пропорциональности (рис. 2).
Рассчитав коэффициенты пропорцианаль-
А У
1'/ 1 */
/
/
/
/
1
1
0\ 1 1 1 1_
1 г 3 4 5чась
Рис. 2. Изменение толщины слоя
льда в зависимости от времени
замораживания:
1 _ с баработажем, 2 — без
барботажа.
ности для форм, применяемых на льдозаводах,
можно определить для каждого конкретного
случая повышение производительности
льдогенератора при работе с применением
барботажа.
Добиваясь путем барботажа снижения
коэффициента 'пропорциональности К (в
уравнении 3), можно уменьшить At, при этом
время замораживания будет оставаться
постоянным. Таким образом, применение барботажа
позволяет
— использовать рассол более высокой
температуры без снижения производительности
льдогенератора (в описываемом случае
среднюю температуру рассола можно увеличить
на 3,65°) или повысить производительность
льдогенератора в 1,3—1,4 раза при
использовании рассола с постоянной температурой.
—довести термическое сопротивление,
создаваемое водой и рассолом, до 0,0055 м2 час
град/ккал;
— уменьшить на ЗОа/о расход
электроэнергии.
Описанный метод интенсификации работы
льдогенератора применяется на опытном
заводе Харьковского научно-исследовательского
химико-фармацевтического института два
года. Блочный лед получается высокого
качества.

Об эксплуатационных качествах холодильных машин
с агрегатами ФАК-0,7, ФАК-Ц и ФАК-1,5
Л. А. ГУЗМАН, В. И. КАНТОРОВИЧ--Научно-исследовательский институт торговли
и общественного питания
Широкое внедрение холода в
предприятиях торговли и общественного питания имеет
первостепенное значение. В настоящее время
трудно представить современные
продовольственный магазин, столовую, ресторан,
закусочную, не оснащенные холодильными
шкафами, охлаждаемыми витринами,
низкотемпературными прилавками и пр. В основном
торговое холодильное оборудование
комплектуется холодильными агрегатами типа ФАК. К
началу 1960 г. на предприятиях торговли и
общественного питания эксплуатировалось около
200 000 таких машин, выпущенных
Харьковским заводом торгового машиностроения.
Лабораторией эксплуатационных
наблюдений по торгово-технологическому
оборудованию НИИТОПа Министерства торговли
РСФСР проведена специальная работа по
изучению типичных неисправностей, возникающих
при эксплуатации машин ФАК-0,7, ФАК-1,1 и
ФАК-1,5, выявлению и анализу дефектов
изготовления и причин их возникновения.
В работе были использованы:
— материалы Московского ремонтно-мон-
тажного комбината треста Росторгмонтаж —
дефектные акты, составленные при проведении
им ремонта машин (более 500), карточки
учета аварийных вызовов механиков комбината
(более 300) и рекламационные акты (более
500), составленные за период 1959—1960 г.;
— результаты непосредственных
наблюдений, которые были проведены специалистами
лаборатории, участвовавшими в монтаже и
ремонте машин типа ФАК;
— результаты проведенной на заводе
проверки технологии изготовления, сборки и
контроля агрегатов.
Наряду с агрегатами типа ФАК в
предприятиях торговли и общественного питания
применяются, хотя и в меньшем масштабе,
холодильные агрегаты ИФ-50 и ИФ-49 —
московского завода «Искра», АК-2ФВ-5/3 и
АК-2ФВ-8/4 — Одесского завода
холодильного машиностроения, а также ФРУ-0,8 и
РКФ-0,9 — рижского завода «Компрессор».
В связи с этим в настоящей статье
приводятся данные, относящиеся также к
холодильным агрегатам указанных заводов.
Одним из основных показателей
эксплуатационных качеств машины является надежность
в работе, т. е. возможность ее длительной
эксплуатации без проведения ремонтов. В свою
очередь надежность характеризуют
следующие основные факторы: количество и характер
аварийных ремонтов в мастерских, число
вызовов механика на объект для устранения
неисправностей и количество рекламационных
актов, составленных при монтаже. .
Количество и характер ремонтов — важный
показатель качества машин, Как видно из
табл. 1, машины с агрегатами ФАК-0,7 и
ФАК-1,1, выпускаемые Харьковским заводом
торгового машиностроения, требуют
значительно меньшего количества ремонтов, чем
машины ИФ-50 и ИФ-49 производства
московского завода «Искра», не говоря уже об
агрегатах РКФ-0,9 рижского завода «Компрессор»
[1,2]. Агрегат ФАК-1,5 оказался менее
надежным, чем агрегаты ФАК-0,7 и ФАК-1,1.
Таблица 1
Марка
холодильного
агрегата
ФАК-0,7
ФАК-1,1
ФАК-1,5
ФРУ-0,8
РКФ-0,9
ИФ-50
ИФ-49
АК-2ФВ-5/3
АК-2ФВ-8/4
Число

обслуживаемых машин
к концу
1959 г.
12066
1513
263
576
1918
1304
1690
267
99
Количество

отремонтированных
компрессоров
(;а год)
шт. | %
114
43
16
152'
433
122
63
26
14
1
2,2
6,1
26,4
22,6
9,4
3,7
9,8
14
Количество

отремонтированных
испарителей
(за год)
шт.
117
36
3
35
65
130
240
75
40
% 1
1
2,4
1,1
6.1
3,4
10
14
28
40
Повышение числа оборотов компрессоров с
450 (ФАК-0,7) до 1000 в минуту (ФАК-1,5)
увеличило выход машин из строя с 1 до бД^/о»
в основном из-за сильфонного сальника вала
компрессора. Агрегаты ФАК-0,7 и ФАК-1,1 в

№2
Об эксплуатационных качествах холодильных машин
39
90%i случаев поступали в ремонт вследствие
стука в шатунно-поршневой группе или
снижения холодопроизводительности и, как
лравило, требовали замены пальцев, шатунов,
а иногда коленчатых валов (сорвана резьба
хвостовика). Основной причиной
возникновения дефектов явилось то, что указанные
машины длительное время работали без
масла. Уменьшение количества масла в
картере вызывается обычно нарушением
герметичности системы. Таким образом,
аварийный выход из строя машин ФАК-0,7 и ФАК-1,1
обусловливается не конструктивными
недостатками или низким качеством изготовления,
а носит случайный характер. Это
подтверждается и малым количеством A—2;%!)
ремонтов.
Число вызовов механиков для устранения
дефектов машин с агрегатами ФАК-0,7
составляло 160 в год на каждые 100 обслуживаемых
машин (летом около 20 вызовов в месяц,
зимой—около 10), с агрегатами ФАК-1,1 —
около 80 на 100 машин.
В табл. 2 приведены причины и количество
аварийных вызовов.
Из табл. 2 видно, что значительная часть
вызовов (до одной трети) приходится на
неполадки автоматических приборов ТРВ и
РД-1, в том числе около lOjtyoi связано с
заменой ТРВ. Это свидетельствует о низком
качестве автоматических приборов, которыми
комплектуются все малые холодильные машины.
В ТРВ-2 обычно выходят из строя сильфоны,
в ТМ-2Ф заедает игла и не обеспечивается
необходимая подача фреона в испаритель, у
РД-1 производства Каунасского завода
сбивается настройка, заедает винт настройки
дифференциала. Около одной трети вызовов
связано с неудовлетворительным состоянием
электросети в магазинах и столовых, что приводит
к частому срабатыванию тепловой защиты, а
в ряде случаев к выходу из строя
электродвигателей.
Количество рекламационных актов (на 100
монтируемых машин) отражает дефекты, вы-
Таблица 2
Причина аварийного вызова
ФАК-0,7
/о
ФАК-1,1
Повреждение агрегата
Выход из строя сальни
ков компрессора .
Поломка всасывающих
клапанов
Негерметичность нагне
тательного вентиля
Растяжение клиновых
ремней .......
Шум в крыльчатке . .
И т ого . .""'.
Дефекты в системе
Недостаток фреона в
системе
Засорение жидкостного
фильтра
Засорение фильтра ТРВ
Замерзание влаги в ТРВ
Недостаток масла в
системе . . .
Снеговая ,шуба" на
испарителе
Срабатывание манокон-
троллера
Итого. .
2
22
1
7
3
35
15
10
4
2
1
4
36
1,0
11,3
0,5
3,6
1,5
17,9
7,7
5,1
2,1
1,0
0,5
2,1
5,0
17
16
36
10
3,4
19,3
18,2
Причина аварийного вызова
ФАК-0,7
[Дефекты автоматических
приборов
Необходимость в
настройке приборов автоматики
Выход из строя ТРВ . .
Выход из строя РД-1 . .
40,9
3,4
2,3
2,3
1,1
2,3
11,4
Итого . .
Неполадки
в электросистеме
Сработала тепловая
защита МП (или АП-25) .
Сгорела катушка МП . .
Треск в магнитном
пускателе
Выход из строя электро-
' двигателя
Выработка подшипников
электродвигателя . . .
Итого. . .
Общее количество
вызовов . . . . ,
Среднегодовое число
вызовов
Количество
обслуживаемых машин
44
20
1
ФАК-1,1
34
5
4
9
7
195
780
490
22,6
10,3
0,5
65 33,4
17,4
2,5
2,1
4,6
3,6
59 30,2
100
60
5'
10
1
16
И
10
1
1
3
352
438
о/
/о
5,7
11,4
1,1
18,2
12,5
11,4
1,1
1,1
3,4
26 29,5
100
80

40
Об эксплуатационных качествах холодильных машин
№ 2
явленные при монтаже и в первые месяцы
эксплуатации (табл. 3).
Таблица 3
Марка
холодильного
агрегата
ФАК-0,7
ФАК-1.1
ФАК-1,5
ИФ-50
ИФ-49
ИФ-56
БРРКФ-0,9
Количество

смонтированных машин
га 9 месяцев
J959 г.
2620
360
180
130
301
95
Г 24
Количестго дефектов,
выявленных при монтаже
шт. ] %
187
37
28
17
56
5
51
7
10
15 i
13 i
19
6
1U
Рассмотрим наиболее характерные дефекты,
обнаруживаемые при монтаже холодильных
машин с агрегатами ФАК.
Серьезные, трудно устранимые дефекты,
такие, как недостаточная холодопроизводитель-
ность компрессора, стук в шатунно-поршневой
группе, составляют всего 2% от общего числа
дефектов.
Часть неисправностей (около 30%)
обусловливается низким качеством терморегулирую-
щих вентилей: негерметичность сильфона
ТРВ-2, сальника, а также пайки мембраны
ТМ-2Ф, потеря зарядки силового элемента и
заедание иглы ТМ-2Ф.
Около 30% дефектов вызывается
негерметичностью в местах пайки коллектора и
калачей конденсатора, калачей и штуцера
испарителя, сварки фильтра с ресивером,
трубопровода от конденсатора к ресиверу и
донышка ресивера.
Брак вследствие негерметичности
внутреннего сальника вала компрессора составляет
около 10%.
Число случаев выхода из строя
электродвигателей в результате межвиткового
замыкания, фазового сгорания, обрыва обмотки,
пробоя изоляции достигает примерно 15%,
а выхода из строя тепловой защиты
магнитного пускателя П-122 — 10% от общего числа
дефектных машин.
В приведенных данных не учитываются
такие серьезные дефекты, как замерзание влаги
в ТРВ, засорение фильтров и повышенная
вибрация машин, поскольку большинство из них
устраняют, как правило, не составляя
рекламационных актов.
В связи со значительным количеством
случаев обнаружения негерметичных соединений
были изучены причины, вызывающие этот
дефект. Выборочная проверка машин на
Харьковском и Ярославском заводах показала
недостаточный контроль их на герметичность
(на ХЗТМ из 30 проверенных машин 5 имели
утечку фреона).
Установлено, что более 20% терморегули-
рующих вентилей ТМ-2Ф, поступающих с
Куйбышевского завода, имеют заводской брак.
Поэтому Харьковский завод торгового
машиностроения вынужден производить проверку
всех приборов ТМ-2Ф. Однако даже после
проверки часть дефектных приборов
поступает к потребителям.
Частый выход из строя электродвигателей
объясняется главным образом
конструктивными недостатками магнитного пускателя П-122,
который не обеспечивает надежной защиты. В
связи с этим необходимо отметить передовой
опыт Московского ремонтно-монтажного
комбината [3], который благодаря широкому
применению приборов АП-25-ЗМТ добился
снижения (более чем в 3 раза) процента выхода из
строя электродвигателей.
ЛИТЕРАТУРА
1. А. Солодовник, «Холодильная техника», 1959,
№ 3.
2. Б. Б ер, «Холодильная техника», 1960, № 1.
3. Е. А н д рачников, Л. Каплан, («Холодильная
техника», 1960, № 4.

Испытание холодильной установки рефрижератора «Севастополь»
Канд. техн. наук Н А. ГЕРАСИМОВ, инж. С. И. ЯНОВСКИЙ, анж. Б. Н. МАЛЕВАННЫЙ —
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности,
инж. Д. В. КУПЧИН, инж, Е. А. СОЛОВЬЕВ — Балтийский судостроительный завод
Производственно-транспортный
рефрижератор «Севастополь» построен в ноябре 1959 г.
на Балтийском судостроительном заводе.
Это—стальное двухпалубное судно
водоизмещением около 10 тыс, т. Охлаждаемые
помещения (четыре трюма и четыре твиндека),
имеющие полезный объем 5400 ж3, вмещают
2580 т груза (рис. 1).
Мясо или рыбу замораживают в восьми
морозильных туннелях (по четыре на каждом
борту).
Производительность морозильной
установки, работающей 22 часа в сутки, составляет
по проекту 100 г при замораживании мяса в
течение 7 часов, рыбы — 4 часов.
В каждом туннеле находится восемь
контейнеров, которые передвигаются с
установленными в них противнями по подвесным путям с
помощью бесконечной цепи, приводимой в
действие электродвигателем через редуктор.
Двери морозильных туннелей открываются и
закрываются электромеханическим приводом.
После выхода контейнеров из туннеля
замороженные блоки глазируют, а затем на
ленточных стационарных и передвижных
транспортерах направляют в охлаждаемые помещения.
По fift
1 1 : 11,1—44// | 11 ^ч.
Рис. 1. Схема рефрижератора:
1*-4—твиндеки. 5 —8—трюмы. 9—морозильная
установка, 10 —- машинное отделение, 11 — морозильные
туннели, 12 — транспортер.
Воздух, подаваемый в туннели, охлаждается
в ребристых воздухоохладителях,
расположенных под морозильными туннелями (рис. 2).
Рис. 2. Схема морозильной установки:
1 — контейнеры с замораживаемым мясом, 2 —
секции воздухоохладителя, 3 осевой вентилятор.
Каждый воздухоохладитель поверхностью
охлаждения 1240 м2 обслуживает два
морозильных туннеля. Циркуляция воздуха в туннелях
осуществляется четырьмя осевыми
вентиляторами производительностью около 38000 м*/час.
(один вентилятор на два туннеля).
В машинном отделении рефрижератора
установлены шесть двухступенчатых аммиачных
агрегатов МХМ-АДС-150, пять из них — с
двигателями постоянного тока — обслуживают
воздухоохладители непосредственного
охлаждения, один — с двигателем переменного
тока — кожухотрубные испарители. Все
двухступенчатые агрегаты работают по циклу с
неполным промежуточным охлаждением пара
(после низкой ступени) в водяных
холодильниках. Кроме того, в машинном отделении
находятся четыре конденсатора МКТГ-50 с
ресиверами и два испарителя МИКТ-75.
В охлаждаемых помещениях установлены
однорядные гладкотрубные змеевиковые
рассольные батареи с общей теплопередающей
поверхностью 2300 м2.
Рассольная система охлаждения
обеспечивает поддержание температуры воздуха в
трюмах и твиндеках —18°.

42
Испытание холодильной установки рефрижератора «Севастополь»
№ 2
Аммиак подается в испарители и секции
воздухоохладителей автоматически с помощью
терморегулирующих вентилей ТРВА-80.
Оттаивание секций воздухоохладителя и
подогрев поддона осуществляются горячими
парами аммиака.
В запроектированной для судна аммиачной
безнасосной схеме не предусмотрена
надежная защита компрессоров от влажного хода и
гидравлического удара.
Поскольку не было возможности применить
дренажные устройства, решили установить на
отделителях жидкости два сигнализатора
уровня типа ЭСУ-Ь Нижний сигнализатор
выключает соленоидный вентиль перед ТРВА,
а верхний, при повышении уровня жидкого
аммиака, отключает электродвигатели
компрессоров.
Для контроля за циркуляцией рассола на
рассольных трубопроводах после насосов
смонтированы струйные реле ДРД-1, сблоки-
рованые с электродвигателями компрессоров
низкой и высокой ступени, на которых
установлены реле давления РДА.
Температура воздуха в трюмах и твиндеках
измеряется дистанционно термометрами
сопротивления с градуировкой 2-а. Логометры и
многоточечные переключатели находятся в
машинном отделении.
Холодильная установка рефрижератора
«Севастополь» испытывалась в октябре—
ноябре 1959 г. сотрудниками
Ленинградского технологического института холодильной
промышленности и работниками Балтийского
завода.
При испытаниях температуру воздуха в
трюмах и твиндеках понижали в течение 27 часов
с 7 до —18°. Эта температура
поддерживалась на протяжении 29 часов.
Холодопроизводительность
двухступенчатого агрегата, предназначенного для охлаждения
рассола, регулировали путем пусков и
остановок агрегата. При этом изменение
температуры воздуха в трюмах и твиндеках не
превышало ±1°.
Температуру измеряли самопишущим элек-
тройным мостом ЭМП-209 (градуировка 2-а)
на 12 точек измерения, а давление —
самопишущими мановакуумметрами МВБ-410а.
Количество охлаждающей воды,
поступающей на конденсаторы и в промежуточный
холодильник, определяли водомерами,
количество циркулирующего в системе рассола —
диафрагмами. Количество аммиака,
циркулирующего в системе двухступенчатого агрегата
устанавливали по тепловому балансу .испарителя,
конденсаторов и промежуточных
холодильников, а также непосредственно
диафрагмами, находящимися на нагнетательном
трубопроводе между маслоотделителями и
конденсаторами.
Температуру воздуха и мяса,
замораживаемого в морозильном туннеле, измеряли
термопарами, а скорость воздуха—анемометрами.
Результаты испытаний показали, что
средняя температура воздуха в трюмах
устанавливалась на 1,5—2° ниже, чем в твиндеках, при
разности температур между воздухом и
рассолом в трюмах 8,5° и твиндеках 10,5°.
Холодопроизводительность
двухступенчатого агрегата, обслуживающего испаритель (при
t0 = — 30,2° и tK=22J°), оказалась
равной: по тепловому балансу испарителя
155300 ккал/час, конденсатора 171000 ккал/час
и по количеству аммиака, измеренному с.
помощью дифрагмы на нагревательном
трубопроводе, 152000 ккал/час.
Среднее значение холодопроизводительности
двухступенчатого агрегата, полученное
различными методами, составило 160000, или, в
пересчете на проектные условия (to =¦ —30° и
tK = 30°), — 137000 ккал/час.
Через 29 часов агрегаты были остановлены,
циркуляция рассола прекращена, трюмы и
твиндеки подверглись естественному
отеплению.
При испытании морозильной установки в
рабочих условиях были включены пять
двухступенчатых агрегатов МХМ-АДС-150 (число
оборотов компрессоров 635 в минуту).
Холодопроизводительность этих агрегатов
при t^ =—37° и tK =19° оказалась равной:
по тепловому балансу конденсатора
110000 ккал/час, промежуточного
холодильника 106000 ккал/час и по количеству аммиака,
измеренному с помощью диафрагм,
установленных на нагнетательных трубопроводах
перед конденсаторами, 103000 ккал/час.
Среднее значение холодопроизводительности
двухступенчатого агрегата,
обслуживающего морозильную ' установку, составило
106000 ккал/час, или, в пересчете на проектные
условия (t0=— 36° йАН'300),—87000 ккал/час.
Эти результаты удовлетворительно
согласуются с данными стендовых испытаний
аналогичных агрегатов и ходовых испытаний
рефрижератора «Актюбинск» [1, 2].
Тепловая нагрузка на холодильную
установку создавалась путем замораживания в
формах смеси из опилок и воды в количестве,
соответствующе м: сод ер ж а н ито- в'ла г и . в з а-мор^гж и -
ваёмом мясе. ;

№ 2
Испытание холодильной установки рефрижератора «Севастополь»
43
Тчас
Рис. 3. График замораживания мяса в
контейнере морозильной установки:
/ц — температура мяса в центре блока, tn ~~
температура мяса на поверхности блоков,
tE — температура воздуха в туннеле, /вых —
температура воздуха при выходе из
туннеля, /вх~ температура воздуха при входе
в туннель.
Контрольные противни были заполнены
мясом A8 кг на каждом из 9 противней) и
размещены на верхней, средней и нижней полках,
контейнера. Толщина блока мяса на
противнях около 100 мм.
Температуру в центре и на поверхности
блоков мяса измеряли термопарами. Процесс
замораживания мяса при испытаниях изображен
на рис. 3.
При средней температуре воздуха в
морозильных туннелях—30° и скорости его
движения 5,5 м/сек температура в центре
блоков —18° была достигнута примерно через
7 часов. Проектная температура воздуха в
морозильном туннеле принята —26°. При
испытаниях получена более низкая температура
воздуха, так как тепловая нагрузка была
меньше проектной.
Измерение скорости воздуха в сечении
морозильного туннеля показало, что на входе в
туннель она составляет 5,5, на выходе 5,4 м/сек,
что несколько ниже скорости воздуха,
принятой по проекту G м/сек), вследствие более
высокого сопротивления движению.
Осевые вентиляторы морозильных туннелей
подбирали с учетом того, что сопротивление
системы воздухоохладитель — морозильный
туннель равно 110 мм вод. ст. При испытании
морозильной установки сопротивление системы
составило в среднем 144 мм вод. ст., напор
перед вентилятором был равен 38, после
вентилятора — 106, после воздухоохладителя — 10,
полный напор вентилятора — 144, потеря
напора в воздухоохладителе была 96 в туннеле—
48 мм вод. ст.
Скорость воздуха в верхней зоне
воздухоохладителя оказалась равной 12, в средней и
нижней—3 м/сек. Это вызвано тем, что в
верхней зоне между охлаждающими секциями и
кожухом имеется значительный зазор
(около 100 мм).
Определенная по времени замораживания
блоков производительность морозильных
туннелей составила 102 т/сутки, что соответствует
проектным данным.
Полученные при испытаниях основные
характеристики аппаратов холодильной
установки приведены в таблице.
Аппарат
с з
Сн^
.2s i
2 ° -° «
5 s ° H
|U ftcwcj
2 о -?
щ со . ^
А О * -3.
ч ^ о ^
а» с н Q
« С ? Q Q
О <и ее *в CL
Конденсатор
МКТГ-50 . . .
Испаритель
МИКТ-75. . .
Промежуточный
холодильник .
Рассольные
батареи трюмов
и твиндеков .

Воздухоохладитель непосред-|
ственного
'охлаждения . ,
51
75
12
2322
4800
1
193000
155000
9060
155000
505000
17
4,1
17,4
8,1
6,75
3850
2060
755
66,5
105
225
500
43,5
8,2
15,5
Коэффициенты теплопередачи испарителя,
промежуточного холодильника, рассольных
батарей и воздухоохладителя следует считать
удовлетворительными.
Коэффициент теплопередачи конденсаторов
получился заниженным,

44
К истории развития судовой холодильной техники
№2
Во время испытания температура
конденсации достигла 22,7°. Это значение при средней
температуре охлаждающей воды 5,7°
превышает оптимальное. Удаление воздуха из
конденсатора не привело к уменьшению давления
в нем.
Пониженная температура жидкого аммиака
перед регулирующим вентилем E,7°) при
отсутствии переохладителя свидетельствует о
переполнении конденсатора жидким аммиаком.
Такое явление связано с затруднительным
стоком конденсата в ресиверы через два
отвода диаметром 32 мм, один из которых
одновременно должен служить уравнительной
линией.
Для надежной работы конденсаторов
необходимо, помимо двух отводов, проложить
самостоятельную уравнительную линию между
конденсатором и ресивером.
История применения холода на судах уходит
в далекое прошлое. Уже несколько столетий
назад поморы, жившие на побережье Белого
моря, охлаждали улов с помощью льда.
Ледяное охлаждение использовалось и на
парусных судах русского флота. Так, по
описанию И. А. Гончарова, на фрегате «Паллада»
находился набиваемый льдом ларь, в котором
хранились запасы провизии.
Впервые большое количество мяса,
охлаждаемого льдосоляной смесью, было перевезено
на значительное расстояние (Нью-Йорк—
Лондон) в 1874 г.
Машинное охлаждение на судне было
применено в 1876 г. французским инженером
Шарлем Телье для транспортировки
охлажденного мяса из Буэнос-Айреса в Руан на
пароходе «Фригорифик>>.
В 1877 г. пароход «Парагвай» перевез
мороженое мясо из Южной Америки в Гавр. Мясо
замораживали в специально оборудованных
Проведенные испытания показали, что на
судах-рефрижераторах типа «Севастополь»
следует применять скороморозильные
аппараты с температурой воздуха —30 ч 35° при
скорости его не менее 6 м/сек, осуществлять
современные аммиачные схемы, устанавливать
малогабаритные двухступенчатые
компрессоры и размещать машинное отделение в
соответствующих блоках судна для обеспечения
безопасного обслуживания машин и
аппаратов.
ЛИТЕРАТУРА
1. М. Г. Ш у м е л и ш с к и й и др., Аммиачная
двухступенчатая холодильная машина для рефрижераторных
судов, «Холодильная техника», 1956, № 4.
2. Л. М. Розенфельд и д р., Испытание
холодильного оборудования рефрижератора «Актюбинск»,
«Холодильная техника», 1957, № 2.
камерах, охлаждаемых абсорбционными
холодильными машинами. Несмотря на то, что
судно потерпело в пути аварию, в результате чего
рейс продолжался около 7 месяцев, груз был
доставлен в хорошем состоянии.
В 1879 г. было удачно транспортировано
охлажденное мясо при температуре —1° из
Австралии в Англию на пароходе «Каркасия». К
этому же периоду относится перевозка
мороженого мяса из Мельбурна в Лондон на
пароходе «Стратлевен», оборудованном воздушной
холодильной машиной. Судно находилось в
пути 58 суток.
Вскоре после этого даже на парусных судах
начали устанавливать холодильные машины.
Так, в 1881 г. было перевезено мясо из Новой
Зеландии в Лондон на парусном судне «Дуне-
дин». Рейс продолжался 98 суток.
Ниже показан рост количества
рефрижераторных судов зарубежных стран за период с
1881 по 1910 гг.
К истории развития суровой холодильной техники
Канд. техн. наук А. П. ДОБРОВОЛЬСКИЙ— Ленинградский кораблестроительный институт

№ 2
К истории развития судовой холодильной техники
45
Год
1881
1882
1888
1891
1894
1896
1902
1910
Число судов
3
(парусные)
11 (napvc-
ные)
57
87
100
131
167
214
По данным английского Ллойда, в 1930 г.
во всем мире было 1100 рефрижераторных
судов (без рефрижераторных судов
рыбопромыслового и речного флота).
К началу второй мировой войны число
рефрижераторных судов еще больше возросло, а
к концу ее резко уменьшилось.
Строительству рефрижераторных судов
стали уделять большое внимание в послевоенный
период. Так, уже к концу 1957 г. в основных
зарубежных странах, владеющих морским
торговым флотом, насчитывалось 421
транспортное рефрижераторное судно общим
тоннажем 2983 тыс. брутто per. т , что составляет
2,85°/d от суммарного тоннажа мирового
торгового флота.
Данные о составе зарубежного торгового
рефрижераторного флота на конец 1957 г.
приведены в таблице.
1 Страна
Англия . .
США...
Франция .
ФРГ . . .
Швеция
Нор ее гея .
Гондурас1 .
Дания . .
Италия . .
Аргентина
Разные . .
1 Рефрижераторные
грузола<сажисские
о судов
4
о
К
В"
1 32
—
2
1
—
2
—
2
—
4
6
суда
1Й ТОИ-
тыс.
то per. m\
а « н
3 Щ >>
О сч СХ
о ж\о
595
—
25
2
—
9
—
3
—
47
24
ний тон-
одного
а, брутто
m
4 » 5 ,•
о» Я =* и
сх <& >> <ы
о я и сх
1?600
—
12*00
2000
—
4500
—
1г00
—
11750
4000
Ре
фрижераторные
грузовые сула
о судов
К
V
140
45
29
24
24
21
17
11
11
6
44
, 6
,sh©
S
3*?
оно,
о во
1275
271
119
80
102
66
73
31
37
18
206
НИИ ТОК-
ОДНОГО
а, брутто;
m
=* м * •
о Я ч и
О, то ?>> О»
УЮЙ
9100
6030
4110
3340
4260
31^0
4300
2820
3370
3000
4690
о ,
« 2 ^
Э * н
ю 5 °
о й=;
ОС^о
? * о
?* =
?*°
»0 ев
Сна.
62,69
9,К
4,83
2,71
3,4^
2,51
2,44
1,14
1,24
2,18
7,74\
Суда разных стран, эксплуатируемые под флчгом Гондураса
В дореволюционной России холодильный
транспорт был развит чрезвычайно слабо.
Только один Ревельский завода Франца Круля
изготовлял углекислотные холодильные
машины небольшой производительности.
Оборудование для судов и стационарных установок
приобреталось за границей. Довольно
значительный экспорт пищевых продуктов из
России (в основном масла) обеспечивался за счет
фрахта иностранных рефрижераторных судов.
В России первым рефрижераторным судном
с механическим охлаждением (воздушная
холодильная машина) была несамоходная баржа
грузоподъемностью 170 т A888 г.), на которой
перевозили рыбу из Энзели в Астрахань. В
1904 г. была построена рефрижераторная
баржа «Север» грузоподъемностью 160 т,
оборудованная углекислотнои холодильной машиной
холодопроизводительностью 55000 ккал/час, а
в 1907 г. — баржа грузоподъемностью 500 т,
охлаждаемая углекислотными машинами
холодопроизводительностью 80000 ккал/час.
Интересно также отметить, что на
канонерской лодке «Хивинец» A903—1904 гг.),
предназначенной для плавания в южных морях,
холодильная машина, служившая для
охлаждения пороховых погребов, была применена
для охлаждения воздуха в каютах.
Такое использование искусственного
охлаждения в то время было прогрессивным и по
существу явилось первым опытом
кондиционирования воздуха на судах.
Регулярные морские перевозки грузов на
судах-рефрижераторах были организованы в
1902 г. между Петербургом, порта^
ми Прибалтики и Европейскими
портами, а также между Дальним
Востоком,t Одессой и Петербургом.
С Дальнего Востока везли рыбу, а
обратно — фрукты и вина.
К 1911 г. в России насчитывалось
30 судов морского и речного флота,
предназначенных для
транспортировки скоропортящихся грузов.
Кроме того, на некоторых судах были
оборудованы сравнительно
небольшие грузовые охлаждаемые
помещения для скоропортящихся грузов
или провизионные холодильные
камеры.
После революции в советском
торговом флоте было всего три судна,
снабженных холодильными
установками. Одно из них — «Трансбалт»—
совершало рейсы между Одессой и
Дальним Востоком, а два других
курсировали между Ленинградом и портами
Западной Европы. После восстановления
народного хозяйства возобновился экспорт мае-

46
К истории развития судовой холодильной техники
№ 2
л а, что потребовало переоборудования для
холодильных перевозок части трюмов на
пароходах «Рошаль», «Ямал», «Юшар» и «Совет».
Для перевозок сибирского масла было
оборудовано холодильными установками пять
пассажирских пароходов, а позднее построены два
специальных рефрижераторных парохода
«Павлодар» и «Хохряков» грузоподъемностью
около 320 т.
В связи с возросшим в конце 20-х годов
экспортом, на Северной судостроительной
верфи были сооружены шесть первоклассных по
тому времени рефрижераторных
грузопассажирских судов («Сибирь», «Кооперация»
и др.), снабженных углекислотными
машинами. Эти суда предназначались для рейсов
между Ленинградом и Лондоном. Вслед за
ними на Адмиралтейском заводе в Ленинграде
были построены четыре рефрижераторных
теплохода («Волга», «Рион», «Кубань» и «Нева»)
с аммиачными холодильными машинами.
Одновременно для рефрижераторных
перевозок были переоборудованы суда «Днестр»
и др.
При постройке на Балтийском заводе
теплоходов для обслуживания Крымско-Кавказской
линии на них были предусмотрены
холодильные камеры. Теплоходы «Грузия», «Крым»,
«Абхазия» и «Аджаристан» были оборудованы
углекислотными холодильными машинами.
Возросшая потребность в рефрижераторных
перевозках, а также развитие рыбной
промышленности в начале 30-х годов потребовали
увеличения тоннажа рефрижераторного флота.
За границей были приобретены пароходы
«Пищевая индустрия» и «Комсомолец
Арктики», а также заказаны рефрижераторы № 1 и
№ 2. Эти суда, снабженные углекислотными
холодильными машинами и аппаратами для
замораживания рыбы, эксплуатировались на
Дальнем Востоке.
Одно из судов было переоборудовано под
рефрижератор, получивший назйание
«Рефрижератор № 3». Он был снабжен мощными
морозилками для рыбы и аммиачными
холодильными машинами отечественного производства
холодопроизводительностью свыше 1 млн.
ккал/час.
К этому времени в Советском Союзе на
заводе «Компрессор» было налажено массовое
производство аммиачных холодильных машин.
Изготовлялись также и углекислотные
машины судового типа для провизионных камер.
В частности, в 30-х годах отечественными
углекислотными машинами были оборудованы
линейные ледоколы Балтийского и
Николаевского судостроительных заводов. В этот же
период на Астраханской судостроительной верфи
был создан «Плавучий холодильник» с
морозилками для рыбы, оборудованный
аммиачной холодильной установкой. На той же
верфи была построена серия несамоходных
деревянных барж с аммиачными
холодильными машинами и мокрыми
воздухоохладителями с фарфоровыми кольцами.
Рефрижераторный транспортный и
рыбопромысловый флот значительно вырос в
послевоенный период. Уже в последние годы
Отечественной войны была начата постройка
первоклассных речных рефрижераторных
теплоходов—«Адмирал Нахимов» и др. Позже было
спущено на воду большое число
рефрижераторныхсудов грузоподъемностъю около 3500 т~
(Балтийский судостроительный завод) и 17 г
(Астраханская судостроительная верфь).
Построено также значительное количество
различных рыбопромысловых судов (траулеры,
рыбодобывающие боты, китобазы, баржи
и т. д.), которые предназначались для добычи
и обработки рыбы.
Еще большее развитие получит
рефрижераторный флот в текущей семилетке.

Следует ли; отказаться от ка
Проф., доктор Р. ПЛАНК— Высшее
В новой международной системе единиц в
качбстйе единой меры энергии всех видов
принят джоуль, равный одной ватт-секунде.
Калорию, равную 4,187 джоуля, как единицу
измерения решено упразднить. В качестве
производной единицы принят киловатт-час, равный
3600 килоджоулям или 860 килокалориям.
На основании закона сохранения энергии
все виды ее эквивалентны между собой.
Поэтому может показаться обоснованным
использование только одной единицы энергии,
причем международная система отдает
предпочтение джоулю. Однако неограниченная
возможность превращения одного вида энергии в
другой, включая теплоту, соответствует лишь
первому закону термодинамики как частному
случаю закона сохранения энергии. Помимо
механической (или электрической) энергии,
которая находится в состоянии
упорядоченности, мы имеем дело с теплотой как видом
0еспорядочной энергии. Там, где эти
различные виды энергии рассматриваются
одновременно, неограниченное превращение возможно
лишь в направлении к беспорядочной энергии,
т. е. к теплоте. На основании второго закона
термодинамики переход теплоты в работу
связан с определенными ограничительными
условиями и никогда не может быть совершен
полностью.
Принимая киловатт-час за единицу работы,
а килокалорию за единицу теплоты,
вышеуказанный закон можно выразить формулой
1 киловатт-час (<^) 860 килокалориям.
Знак равенства здесь заменен стрелками,
причем нижняя стрелка взята в скобки ввиду
существующих ограничений: часть калорий
теплоты не подлежит превращению.
Следовательно, представляется обоснованным
измерять теплоту особой мерой.
Можно привести и другие доводы в пользу
сохранения калории как единицы измерения,
особенно в области холодильной техники.
Тепловая экономичность холодильной
установки измеряется ее удельной холодопроизво-
дительностью Ке\ до сих пор она выражается
в калориях на киловатт-час и это очень
наглядно. По новой международной системе холодо-
производительность и расход энергии должны
быть выражены в одной и той же единице. В
результате удельная холодопроизводитель-
ность совпадает с холодильным
коэффициентом е, который определяется отношением
киловатт-часы холода
киловатт-часы работы
ории как единицы ten лоты?
ехническое училище в Карлсруэ, ФРГ
Другими словамл, нужно всегда точно
указывать, какого рода киловатт-часы имеются в
виду. Такие безразмерные коэффициенты дают
лишь тогда наглядное представление о
качестве (эффективности работы) машины, если они
по существу имеют предел 1 или 100%, как
например коэффициент полезного действия,
коэффициент подачи и пр. Но холодильный
коэффициент е по природе почти всегда
намного выше единицы, и верхний предел его
меняется в зависимости от температуры кипения и
конденсации. Поэтому величина е не дает
наглядного представления о качестве машины.
Представляется весьма естественным
принимать за единицу теплоты величину,
основанную на калорическом явлении, — нагревание
одного килограмма воды на один градус.
Конечно, вместо воды можно было бы взять и
воздух, тогда такая «воздушная калория»
была бы приблизительно в четыре раза меньше
водяной и очень близка к джоулю, но все
же не совпадала бы с ним. Как бы то ни было,
отличать единицу теплоты от единицы работы
при всех явлениях, связанных со взаимными
превращениями этих видов энергии, можно
считать практически целесообразным.
В США общепринято обозначать мощность
малых холодильных машин в долях
лошадиной силы, которые легко будет заменить
долями киловатта. Но здесь всегда может
получиться путаница, а именно: смешение
показателей холодопроизводительности и расхода
электроэнергии, если принять одинаковые
единицы для измерения этих видов энергии.
Такая же двусмысленность будет при
обозначении мощности силовых установок, если
ее выражать в киловаттах, не указывая,
имеется ли в виду тепловая или механическая
мощность. Подобные недоразумения уже не раз
встречались при обозначении мощности
атомных силовых установок.
Поэтому я рекомендую не отказываться от
калории и измерять теплоту и работу в разных
единицах. Мои доводы, конечно, не
убедительны, если речь идет только о тепловых
явлениях, как например во всех процессах
теплопередачи. Здесь безразлично, ведем ли мы
расчеты в калориях, джоулях, киловатт-часах или
в британских единицах теплоты.
Было бы желательно узнать мнение
руководящих представителей науки и
промышленности по этому вопросу, в частности, о
целесообразности перехода от калорий к джоулям
или киловатт-часам при обозначении
холодопроизводительности холодильных машин.

Научное и практическое значение критерия Р. Планка
Доктор техн. наук, проф. И. С. БАДЫЛЬКЕС — Всесоюзный научно-исследовательски:3; институт
холодильной промышленности
Как известно, течение кривой давления пара
dP
обычно определяют производной "тт.
Вместо этой размерной величины Р. Планк [1,2]
предложил критерий
Т dP r
A)
dT AP{v" — v')
что в критической
точке
и установил,
Т \
й= =1 кривая a=f(T) имеет минимум
7 к /
daX =0. B)
\ dft Jb
db )ъ~1
Наличие такого минимума подтверждается
результатами анализа обширного
экспериментального фонда, а также новейшими данными
по исследованию водяного пара [3].
Используя эти зависимости и уравнение
кривой давления пара, Р. Планк [1] нашел, что
Г) / ОС \
In* = —=с ¦ In» -f d • Tiy ft0 — y + 35)> C)
причем end — неизвестные эмпирические
коэффициенты, определяемые с помощью
опытных значений Р и Т.
Уравнение C) адекватно наиболее точному
уравнению D), которое, однако, содержит
много неизвестных коэффициентов
In р
= a0— — -f с0 • In Г + d0 T0 +
+ *0ГЧ/оГ» + .... D)
Дальнейшее развитие уравнения C)
возможно по следующему пути.
Из уравнения C)
ln-s — c-ln^s
d Гс =
«s--
36
E)
-+*5
(индекс s относится к 1 физ. атм.).
Подставив полученное выражение в
уравнение C), найдем
In * = с • In ft ¦
-In тг~ -I- с • InOo
36
0,
X
35
X(»6--f-+35
F)
Это уравнение связано всего лишь одним
неизвестным эмпирическим
коэффициентом с и
/(*, »; ** »„ <0=о.
G)
В соответственных состояниях у веществ с
одинаковыми значениями ns и $s
коэффициент с должен совпадать и поэтому
/о К »; *„ »,) = о.
(8)
Итак, из критерия Р. Планка вытекает
видоизмененный закон соответственных состояний,
дополненный фиксированными критериями
— In тг5 == In pK и bs. Они являются
ключевыми звеньями для быстрого определения
свойств малоисследованных веществ.
ЛИТЕРАТУРА
1. R. Plank, L. Riedel, «lngenieur—Archiv», В. 16.
1948.
2. R. Plank, Handbuch der Kaltetechnik, B. 4., 1966.
3. M. В у к а л о в и ч, Термодинамические таблицы
водяного пара, Госэнергоиздат, 1956.

Опытная установка, работающая на фреоне-22
По инициативе ВНИХИ, с целью проверки
эффективности применения фреоновых машин
на крупных холодильниках, было решено
осуществить установку, работающую на фрео-
не-22, на Владимирском холодильнике,
построенном в 1958 г. После расширения емкость
его должна составить 6,6 г.
В отличие от аммиака фреон-22 не токсичен
и не взрывоопасен. Кроме того, его
использование дает возможность применить
одноступенчатое сжатие для низких температур (—35°),
что упрощает обслуживание установки и
обеспечивает автоматизацию ее работы с помощью
несложных устройств.
Конструкция фреоновой машины МФ-22^40
разработана 'на базе компрессора 4АУ-15, и
испытана ЦКБ холодильного машиностроения
совместно с московским заводом
«Компрессор». При температуре кипения —35° и
конденсации 30° холодопроизводительность этой
машины составляет 45000 ккал/час.
Проект холодильной установки разработан
ЦКБХМ и Гипрохолодом при участии ВНИХИ.
Во избежание утечек фреона через
неплотности, нарушения нормальной циркуляции
масла при разветвленной сети
коммуникационных магистралей и большом числе приборов
охлаждения камер была принята рассольная
система.
При емкости холодильника 6,6 т
потребность камер в холоде составит: 330000 ккал/час
при температуре рассола —29° и
140000 ккал/час при —13°.
Камеры с низкой температурой (—29°)
должны обслуживаться шестью машинами
МФ-22-40 (компрессор 4ФУ-15), а камеры с
более высокой температурой (—13°) —
четырьмя машинами (компрессор 2ФВ-15).
В каждой машине циркуляция фреона
происходит раздельно, а рассола — паралллельно
(по группам).
Машина состоит из компрессорного агрегата
с маслоотделителем и испарительно-конденса-
торного агрегата с автоматической
регулирующей станцией (см. рисунок).
Как видно из рисунка, масло отделяется от
фреона в маслоотделителе, из которого оно
автоматически перепускается в картер при
помощи поплавка (установлен в нижней части
маслоотделителя),
Необходимый уровень холодильного агента
в испарителе поддерживается терморегули-
рующим вентилем 22ТРВ-60. При остановке
машины соленоидный вентиль автоматически
прекращает поступление жидкости в
испаритель и возобновляет подачу ее при пуске.
Давление фреона на линии всасывания
контролируется прессостатом, а на линии нагнетания--
маноконтроллером.
Холодопроизводительность установки
регулируется в зависимости от тепловой нагрузки
способом автоматических пусков и остановок
машин с помощью оперативных
терморегуляторов.
Для защиты от замерзания рассола в
испарителе предусмотрено аварийное термореле.
В настоящее время на холодильнике
эксплуатируются шесть машин; из них одна с
компрессором 4ФУ-15, а остальные с
компрессорами 2ФВ-15. Из приборов автоматики
установлены только терморегулирующие вентили,
поплавки на маслоотделителях и соленоидные
вентили.
Опыт эксплуатации фреоновых машин
свидетельствует о полной надежности работы
компрессоров 4ФУ-15и2ФВ-15 при 720 об/мин.
Масло в маслоотделителе отделяется
нормально, но были случаи заедания поплавка,
перепускающего масло в картер.
Терморегулирующий вентиль обеспечивает
расчетную температуру кипения —35° при
перегреве пара в теплообменнике 35—38°.
Перегрев пара в самом испарителе над уровнем
жидкости не превышает 5°. Во всасывающем

50
Обмен опытом
№ 2
Непараллельно-конденсаторный агрегат ДИК-60
Г'~'^~
*
Компрессорный агрегат
ЛК-4 ФУ-15
1
1
I
I
—I-
J
__L.
HD*3I—Вентиль запорный фланцевый \J г/
-11*1— Вентиль соленоидный j j
^* Вентиль угловой цапковый
I 1__^3
Г
Клапан предохранительный
Нанометр
Выпуск в атмосферу
Терморегулятор TV Я
Вентиль терморегулируннцид
Гильза термометровая
• Трубопровод всасывающий9
. Трубопровод вспомогательный
Схема холодильной машины МФ-22-40:
1 — компрессор 4ФУ-15, 2 — маслоотделитель МОФ-70, 3 — теплообменник ТФ80С, 4 —
конденсатор KTP-25M, 5 — испаритель ИТР-65, 6 — осушитель 0Ф-25, 7 — фильтр ФФ-25.
трубопроводе от теплообменника до
компрессора пары перегреваются на 2—2,5°.
Температура рассола на выходе из
испарителя составляет —32 -. 30°, а на входе в
него около —20-^ 28°. Фреоновые машины
почти не требуют обслуживания. При
исправности поплавка (для перепуска масла) и
терморегулирующего вентиля 22 ТРВ-60
применение реле защиты и оперативных
термореле позволит полностью автоматизировать
работу машин.
При массовом выпуске машин, работающих
на фреоне-22, стоимость их будет
незначительно превышать стоимость аммиачных, тем
более, что удельный расход металла на 1000
ккал/час у обоих типов машин почти одинаков.
Стоимость фреона-22 при производстве его
в больших количествах также несомненно
значительно снизится.
При среднегодовой температуре
конденсации 18—20° применение одноступенчатого
сжатия (на фреоне-22) вместо
двухступенчатого (на аммиаке) не приведет к заметному
перерасходу энергии.
К недостатку фреоновой холодильной
установки на холодильнике в г. Владимире
относится большое количество агрегатов A0—
12 шт. после его расширения).
При дальнейшем проектировании таких
установок необходимо предусматривать более
крупные агрегаты на базе аммиачных
компрессоров типа АУУ-400, имеющих большие
геометрические объемы всасывания.
Дальнейшее изучение работы фреоновой
установки при полной ее автоматизации
позволит окончательно выявить эффективность
применения фреона-22 на крупных холодильниках.
Инж.Е. А. СТАШИН, инж. В. Г. САХАРОВ

№ 2
Стеклянные рассольные батареи
51
Стеклянные рассольные батареи
На предприятиях мясоконсервной и
пивоваренной промышленности необходимая
температура C—5°) в помещениях для хранения
колбас, камерах дефростации замороженного
мяса, в лагерных подвалах, где происходит
дображивание и хранение пива,
поддерживается рассольными охлаждающими
батареями. Такие же батареи применяют в молочной
промышленности — в камерах хранения
цельномолочной продукции. *
В настоящее время на большинстве пищевых
предприятий охлаждающие батареи и
магистрали для подачи рассола монтируют из
стальных неоцинкованных труб. Эти трубы имеют
существенный недостаток—весьма малую
коррозийную стойкость.
Образующаяся на батареях из таких труб
ржавчина ухудшает санитарные условия в
охлаждаемом помещении.
Вместо металлических рассольных батарей
и магистральных трубопроводов можно
применять стеклянные.
Основные преимущества стеклянных труб:
высокая антикоррозийная и химическая
стойкость ко всем агрессивным средам,
прозрачность. Кроме того, слой инея, образующийся
на стеклянных трубах, менее плотен, чем на
металлических, и легче счищается.
Термическое сопротивление теплопередачи
стеклянных труб несколько больше, чем
металлических, вследствие малой теплопроводности
стекла. При толщине стекла 5 мм и
коэффициенте теплопроводности 0,76 ккал/м
час град дополнительное термическое
сопротивление труб равно c,005/i,76 = 0,0066 ккал/м2
Рис. 1. Пристенная стеклянная рассольная
батарея на Пятигорском молочном заводе.
час град. Коэффициент теплопередачи
металлических батарей составляет в среднем
6 ккал/м2 час град. Это соответствует общему
термическому сопротивлению 0,17 м2 час
град/ккал, следовательно, разница в
коэффициенте теплопередачи металлических и
стеклянных батарей равна °'0166/од7 = 0,04, что
практического значения не имеет.
Московское специализированное управление
по монтажу стеклянных трубопроводов треста
"Продмонтаж. Министерства строительства
РСФСР накопило большой опыт монтажа
стеклянных рассольных батарей и магистралей.
На Пятигорском городском молочном заводе
в камере хранения цельномолочной продукции
весной 1958 г. установлены пристенные (рис. 1)
и потолочные стеклянные рассольные батареи
(длина труб около 300 пог. м). Температура
рассола —12°, давление 2 ати, температура
в камере 5°.
В лагерных подвалах Рутченковского
пивоваренного завода (Сталинская область)
потолочные (рис. 2) и пристенные стеклянные
рассольные батареи (длина труб 1500 пог. м)
работают с августа 1959 г. Температура
рассола —15°, давление 2 ати, температура в
помещении 2—3°.
На кондитерской фабрике в г. Сталино
пристенные стеклянные батареи установлены в
январе 1960 г. в камере хранения сырья и на
конвейере охлаждения глазурованных конфет.
Протяженность труб батарей и магистральных
трубопроводов около 250 пог. м. Температура
рассола —17-ч-—20°, температура в
помещении 5ч—2°.
Рис. 2. Потолочная стеклянная рассольная
батарея на Рутченковском пивоваренном завод-.

52
Обмен опытом
№ 2
Рис. 3. Соединение стеклянных труб;
а — болтовое: 1 — фланец; 2 __ натяжное кольцо,
3 — Т -образная прокладка;
б — муфтовое: 1, 5—-по!лумуфты, 4—стяжное коль*
цо, 3 — I -образная прокладка, 4 — натяжное
кольцо.
На Московском химико-фармацевтическом
заводе им. Карпова в апреле 1960 г.
металлические трубы для транспортировки
охлажденного рассола (—10°) заменены стеклянными
магистральными трубопроводами.
За период эксплуатации стеклянных
рассольных батарей не было ни одного случая
выхода их из строя.
Стеклянные трубы соединены между собой
и с калачами при помощи фланцев или
резьбовых муфт. Фланцы 1 (рис. 3,а) болтового
соединения литые алюминиевые или чугунные,
Для перекачки раствора моноэтаноламина
при очистке газов от сероводорода и двуокиси
углерода, а также при получении пищевой
углекислоты широко применяются центробежные
насосы типа «Комсомолец» (КСМ),
изготовляемые Лаптевским заводом.
В процессе эксплуатации поверхность валов
и разгрузочных дисков насосов в местах
соприкосновения их с сальниковой набивкой сильно
изнашивается, что приводит к увеличению
пропуска раствора через сальниковое
уплотнение.
Чтобы исключить частую замену вала и
разгрузочного диска, слесарем И. В. Белобородо-
натяжные кольца 2 из теплостойкой резины
средней твердости марки 51-68 (гр. 7)
по ТУ 204-54 р., Г-образная прокладка 3 из
резины средней твердости по ТУ 233-54 р. (гр.6).
Резьбовое соединение (рис. 3,6) состоит из
пластмассовых полумуфт 1 и 5 с левой и
правой резьбой стяжного кольца 2, Г-образной
резиновой прокладки 3 и натяжных колец 4.
Полумуфты 1, 5 изготовляют из порошков
К-17-2 и К-18-2 по ГОСТу 5689-60.
Я. П. РОДЬКИН, Б. М. СЛОНИМЕР, Л X. КАЦ
вым было предложено устанавливать на вал и
разгрузочный диск в местах их
соприкосновения с сальниковой набивкой закаленные или
хромированные сменные втулки.
Реализация этого предложения позволила
значительно удлинить срок службы валов и
разгрузочных дисков и улучшить работу
насоса.
Изготовление и насадка сменных втулок
несложны и могут быть осуществлены
мастерской предприятия.
Б. К. ХРОМОВ
Установка защитных втулок на валу и
разгрузочном диске насосов «Комсомолец»

№ 2 Устройство для поперечного движения вилок на автопогрузчиках 4004 и 4004А 53
Устройство для поперечного движения вилок
на автопогрузчиках 4004 и 4004А
В настоящее время на холодильниках Рос-
мясорыбторга эксплуатируется около 700
вилочных автопогрузчиков 4004 и 4004А. Эти
автопогрузчики предназначены для выполнения
различных грузовых операций: перевозки
штучных грузов и пакетов на поддонах,
погрузки пакетов в кабины лифтов, подачи
грузов в штабель и штабелирования пакетов на
поддонах.
В связи с широким применением в
последнее время штабелирования тарных грузов на
поддонах Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной промышленности
(ВНИХИ) на основании опыта эксплуатации
автопогрузчиков 4004 и 4004А на
холодильниках предложил оснастить их специальным
съемным устройством для поперечного
движения вилок по отношению грузоподъемной
рамы машины.
Поперечное движение вилок (в пределах
50—100 мм) предусмотрено также в
технических условиях на проектирование
универсального вилочного погрузчика и
штабелеукладчика с выдвижной грузоподъемной рамой,
разработанных ВНИХИ, ЦКБ торгового
машиностроения и НИИАТом (Государственный
научно-исследовательский институт
автомобильного транспорта и шоссейных дорог).
Съемное устройство для поперечного
движения вилок на автопогрузчиках 4004 и 4004А
сконструировано тт. В. В. Буровым и Ю. Г. Кор-
куновым (Московский хладокомбинат № 3).
Оно устанавливается на передвижной каретке
грузоподъемника погрузчика и включается в
его гидравлическую систему.
Грузоподъемный механизм погрузчика 4004
состоит из телескопической рамы с подвижной
кареткой, на которой крепятся съемные
грузозахватные приспособления (вилки, сталкива-
тель и т. д.), гидравлических рабочих
цилиндров и гидропривода. Последний обеспечивает
подъем каретки с грузом, наклон
грузоподъемной рамы вперед на 3° и назад на 10° и
работу различных съемных грузозахватных
приспособлений погрузчика (кроме вилок).
В гидравлической системе погрузчика
предусмотрен трехканальный
гидрораспределитель, через каналы которого рабочая
жидкость, нагнетаемая насосом, направляется в
полости рабочих цилиндров.
В тех случаях, когда вилочный погрузчик
работает без сталкивателя, один из каналов
гидравлического распределителя не
используется. Это позволило с помощью гибких
шлангов высокого давления подключить к нему
устройство (рис. 1) для поперечного движения
вилок. Оно состоит из рамы, гидравлического
цилиндра и соединительных элементов.
Рама по своей конструкции сходна с рамой
каретки грузоподъемника погрузчика. Это —
четыре металлические полосы толщиной 25 мм
(горизонтальные / и вертикальные 2),
соединенные между собой болтами. Размеры рамы
300X755 мм. К верхним и нижним концам
вертикальных полос приварены ползуны 7,
которые скользят по рабочей поверхности
горизонтальных полос рамы каретки
грузоподъемника.
К концу левой вертикальной полосы рамы
поперечного устройства приварена косынка 6.
При помощи пальца верхний край косынки
соединен с передним выдвигающимся концом
штока гидравлического цилиндра 4 двойного
действия. Диаметр поршня цилиндра 70 мм,
ход поршня 200 мм, диаметр штока 22 мм.
Гидравлический цилиндр устройства по
конструкции и размерам сходен с гидравлическим
цилиндром сталкивателя автопогрузчика 4004.
Он крепится двумя хомутами к
металлическому столу 3, установленному на раме каретки.
Стол помещен на таком расстоянии от рамы,
чтобы обеспечить равный сдвиг ее на 100 мм
вправо и влево от грузоподъемника (рис. 2).
На раму устройства устанавливаются вилки
погрузчика. Управление устройством
осуществляется таким же образом, как и при работе
погрузчика со сталкивателем. Для того, чтобы
сдвинуть вилки с грузом, водитель
передвигает рукоятку рычага золотника третьего
канала «от себя» или «на себя» в зависимости
от того, в какую сторону следует сдвинуть
вилки. Рабочая жидкость под давлением
поступает в цилиндр и, воздействуя на поршень,
выдвигает шток из цилиндра или вводит его
внутрь цилиндра. Шток соединен с рамой
устройства, которая сдвигается в сторону
вместе с вилками и лежащим на них грузом.
Опытный образец устройства для
поперечного движения вилок на погрузчике 4004 был
изготовлен на Московском хладокомбинате

54
Обмен опытом
№ 2
м=15
Ось погрузчика
:л,%
M*1'f
Рис. I. Устройство для поперечного движения вилок, смонтированное на каретке грузоподъемника:
а — среднее положение вилок, б левое крайнее положение вилок, в — правое крайнее положение вилок*
1 — горизонтальные полосы рамы, 2 „ вертикальные полосы рамы, 3 ¦— стол цилиндра, 4 — цилиндр 5 —
грузоподъемник, 6 — косынка, 7 _ ползуны, 8 — поперечины каретки подъемника.
№ 3 и испытан старшим инженером ВНИХИ
В. И. Князевой и работниками комбината.
Испытания показали надежность
конструкции устройства и эффективность его
применения.
Средняя продолжительность передвижения
рамы с^грузом в сторону на 100 мм от
вертикальной оси грузоподъемника составила
1,2 секунды. Давление жидкости в цилиндре,
которое определялось по манометру,
включенному в гидравлическую систему погрузчика,
колебалось в пределах 17—20 кг/см2.
Сила тока при работе устройства была
равна 100 а, напряжение составило 28 в.
Удельный расход электроэнергии на
передвижение тонны груза с помощью устройства
был равен 1,45 вт-ч. Вес устройства около
60 кг.
На Московском хладокомбинате № 3 была
проведена опытная укладка груза на поддонах
в камеры. Всего было загружено 216 пакетов
(шесть вагонов) масла, из них 144 пакета
(четыре вагона) — вилочным погрузчиком с
устройством и 72 пакета (два вагона)
погрузчиком без устройства.
Груз укладывали в два пакета по высоте в
связи с небольшой высотой камеры B,5 м). В
нижнем пакете было четыре ряда коробок по
высоте, а в верхнем — три (в каждом пакете
в среднем 28 коробок).
Был проведен хронометраж процесса
штабелирования пакетов в камере вилочным
погрузчиком, имеющим устройство для поперечного
передвижения вилок, и без него. Средняя
затрата времени на захват поддона вилками,
установку пакета в штабель и возвращение

№ 2
О нормах и порядке солеснабжения вагонов-ледников
55
Рис. 2. Погрузчик 4004 с
устройством для поперечного движения
вилок (рама сдвинута влево).
погрузчика за новым пакетом в среднем
составила 1 мин. 9 сек. E4 сек. на установку пакета
в штабель) при работе погрузчика,
снабженного устройством для поперечного движения
вилок, и 1 мин. 27 сек. A мин. 12 сек. на
установку пакета в штабель) при работе
погрузчика без дополнительного устройства.
Таким образом, в результате применения
устройства производительность погрузчика
при установке пакетов в штабель повысилась
на 25%, что по отношению ко всему процессу
штабелирования составляет 20э/о.
Главная задача современного
железнодорожного холодильного транспорта
заключается в осуществлении расширенных перевозок
скоропортящихся грузов в вагонах с
машинным охлаждением и электрическим
отоплением. В текущей семилетке парк вагонов с
машинным охлаждением увеличится более чем
в 8 раз. Однако в эксплуатации еще
длительное время будут находиться вагоны с
пристенными карманами и потолочными баками для
льдосоляной смеси.
Сохранение качества перевозимых в
вагонах-ледниках скоропортящихся грузов зависит
не только от хорошей термоизоляции кузова
вагона и регулярного льдосолеснабжения, но
После укладки двух штабелей их обмерили.
Штабель C6 пакетов), уложенный с
приспособлением на погрузчике, занимал 18,2 м2
площади или 42,4 ж3 емкости камеры. Такая же
партия масла, уложенная погрузчиком без
дополнительного устройства, занимала 18,7 м?
площади или 43,57 ж3 емкости.
В данном случае, применение специального
устройства на погрузчиках 4004 и 4004А
позволило повысить использование емкости камер
на 2,7М.
Данные об эффективности применения
устройства для поперечного движения вилок на
погрузчике являются предварительными, так
как получены в результате проведения
небольшого числа опытов с относительно малым
количеством груза.
Устройства для поперечного движения
вилок успешно используются на Жуковском
холодильнике и на Московском холодильнике
№ 13.
Применение описанного устройства на
погрузчиках 4004 и 4004А позволит увеличить
их производительность и лучше использовать
емкость камер. Оно рекомендуется для
широкого использования на холодильниках и
складах, где используют вилочные погрузчики для
штабелирования пакетов на поддонах.
Устройство для поперечного движения вилок
следует предусматривать и на новых
погрузчиках, выпускаемых заводами.
Канд. техн. наук М. И. ГУРАЛЬНИК,
инж. Г. И. ЛИФШИЦ
и от правильного составления льдосоляной
смеси, поэтому необходимо, чтобы:
— количество добавляемой соли
соответствовало термическому состоянию перевозимого
груза, температуре наружного воздуха и типу
охлаждающего прибора вагона-ледника;
— вес куска льда был равен 1—3 кг;
— состав смеси на всем пути следования
вагона-ледника с грузом был постоянным;
—в льдосоляной смеси отсутствовали
посторонние примеси;
— соль представляла собой сыпучую смесь
крупных кристаллов размером 1—4 мм и
была равномерно перемешана с дробленым
льдом.
0 нормах и порядке солеснабжения вагонов-ледников

56
Обмен опытом
№ 2
Известно, что криогидратная точка льдосо-
ляной смеси соответствует содержанию соли
23,1(°/о и температуре — 21,2°. При наличии в
льдосоляной смеси 17% соли температуру
воздуха в вагоне можно снизить примерно до
—5°, а при 22% — до — 9°.
Согласно инструкции по обслуживанию
перевозок скоропортящихся грузов по железным
дорогам г, количество соли, добавляемой в
лед, определяется независимо от типа
приборов охлаждения вагонов-ледников.
Количество соли, загружаемой на станции отправления
в охлаждающие приборы вагонов-ледников с
мороженым грузом, составляет 20!% к весу
льда, на транзитных льдопунктах — 30%, а с
охлажденным грузом, соответственно, 15
и 20%.
Проведенные в холодильной лаборатории
МИИТа исследования показали, что при
добавлении соли ко льду в количестве,
превышающем 23'% его веса, в потолочных баках
образуется нерастворимый остаток соли,
который оседает на дно. В результате этого
повышается температура рассола, ухудшается
теплоотдача между льдосоляной смесью и
днищем и снижается коэффициент теплопередачи
охлаждающих приборов. Поэтому для
повышения холодоэффективности вагона и
лучшего сохранения перевозимого груза необходимо
обеспечить чистоту поверхности потолочных
баков.
Вредное влияние излишка соли
подтверждается лабораторными исследованиями
и наблюдениями, которые проводила инж. Цао
И-Хай на льдопунктах Московской железной
дороги (станции Люблино, Перово,
Лосиноостровская и др.). При перевозках мороженых
грузов (мяса и рыбы) в вагонах-ледниках с
потолочными баками плотность рассола в них
составляла 1,18 и более, т. е. превышала
плотность криогидратной точки рассола A,175).
Температура рассола в баке была —2°, оста-
1 Утверждена Министерством 'путей сообщения
СССР 25 мая I960 г.
ток льда составлял 18—20% (от емкости
бака).
Высокая концентрация рассола в баках
объясняется загрязнением их остатком соли,
накапливающейся в процессе перевозки. Эта
соль трудно счищается и быстро разрушает
баки.
Опыты, которые проводил П. Я. Коробко в
холодильной лаборатории МИИТа на моделях
вагонов-ледников с пристенными карманами,
показали, что после засыпки их солью часть ее
попадает под карман, а часть смывается
стекающим рассолом. Поэтому соль засыпали в
карманы в два приема, сначала одну часть,
равномерно перемешивая со льдом, а через
несколько часов другую, на поверхность
оставшейся льдосоляной смеси. При таком соле-
снабжении средняя температура воздуха в
кузове вагона-ледника уменьшается на 15—
60%. Это указывает на необходимость
пересмотра порядка засыпки соли в пристенные
карманы вагонов-ледников.
Количество добавляемой соли определяется
в процентах от количества льда не только для
каждого вида скоропортящегося груза в
зависимости от его термической обработки, но и
для различных типов приборов охлаждения
вагонов-лендиков. В частности, в потолочные
баки вагонов-ледников для мороженых грузов
соль нужно добавлять ко льду в количестве,
не превышающем 23% от веса льда, а для
охлажденных грузов — 17%.
Применение новых норм солеснабжения
вагонов-ледников с потолочными баками и
засыпка соли в два приема в пристенные
карманы — необходимые мероприятия,
обеспечивающие сохранение скоропортящихся грузов при
перевозке их по железным дорогам, а также
снижение себестоимости перевозок.
Уменьшение количества добавляемой соли приведет к
значительному сокращению расходов по льдо-
солеснабжению вагонов-ледников, что очень
важно для многих районов СССР.
Канд. техн. наук Н. В. ДЕМЬЯНКОВ

Монтаж и эксплуатация автоматических приборов на холодильниках1
Соленоидные вентили
Соленоидные (электромагнитные) вентили
применяют на холодильниках в основном для
регулирования заполнения холодильным
агентом испарителей, промежуточных сосудов,
циркуляционных ресиверов и др.;
регулирования температуры в холодильных камерах;
открывания или закрывания прохода для воды
или холодильного агента в момент включения
компрессора или аппарата при подаче воды
на конденсатор или в охлаждающую рубашку
компрессора, открывания байпаса при пуске
компрессора и др.
На холодильниках применяют главным
образом поршневые соленоидные вентили марок
СВА-25 и СВА-40. Эти приборы и будут
рассмотрены в данной статье. В настоящее время
начато производство более надежных по
конструкции мембранных соленоидных вентилей
СВМ, но следует учесть, что эти вентили
открываются лишь при разности давлений между
входом и выходом около 0,15 атм. В некоторых
схемах, где это условие не соблюдается,
например, в случае использования соленоидных
вентилей для регулирования температуры в
камерах холодильников с системой
непосредственного охлаждения и насосной схемой,
следует применять поршневые соленоидные
вентили.
Указания по монтажу. Соленоидный
вентиль устанавливают вертикально на
горизонтальном участке трубопровода между
запорным и ручным регулирующим вентилями
(рис. 1). Последний должен быть открыт
так, чтобы при нормальной нагрузке аппарата
соленоидный вентиль работал 40—50%
времени, а при максимальной — около 80°/о.
Понижение температуры происходит после
ручного регулирующего вентиля. При этом
уменьшаются колебания уровня, соленоидный
вентиль не обмерзает, резина клапана не
примерзает к седлу, снижается разность давлений,
действующих на клапан в момент закрывания,
меньше изнашивается резиновая прокладка.
Кроме того, катушка электромагнита
работает в лучших условиях, так как на ней не
конденсируется влага, которая может быть
причиной повреждения изоляции.
Перед соленоидным вентилем помещают
фильтр, который следует систематически
очищать. Над вентилем оставляют пространство
(около 100 мм) для демонтажа катушки, а
под вентилем — для съема колпачка
аварийного винта.
Рис. 1. Схема регулирования уровня жидкого
аммиака с помощью ДУ-4 и соленоидного
вентиля.
В соленоидных вентилях жидкость или газ
направлены «на клапан» в отличие от ручных
запорных вентилей, где их подают «под
клапан». Катушку вентиля присоединяют к
сети кабелем ВРГ 2X0,75 или СРГ 2X0,75.
Перед монтажом на аммиачных
трубопроводах соленоидных вентилей, выпускаемых
заводом «Знамя труда», заменяют резину,
уплотняющую основной / и управляющий 2
1 Начало статьи см. в журнале «Холодильная
техника», 1961, № 1, стр. 53.

58
Консультация
№ 2
Вариант Л
Рис. 2. Соленоидный
вентиль:
а — разрез; б — клапан
с обоймой, 1 — основной
Клапан, 2 —
управляющий клапан, 3 —
упор, 4 — сердечник, 5 —
паронитовая прокладка,
б — немагнитная трубка.
клапаны (рис. 2, а), аммиачно-маслостойкой
резиной марки 47-70 завода «Каучук». В
противном случае прокладка разбухает и
теряет форму. Для более надежного крепления
резиновой прокладки на основном клапане, по
предложению механика наладочного отдела
контрольно-измерительных приборов и
автоматики ВНИХИ И. С. Голубева, применяют
специальную обойму (рис. 2,6). Хорошие
результаты дает также заливка из баббита Б83.
Иногда при эксплуатации стальной упор 3
намагничивается и сердечник 4 после
выключения катушки остается в верхнем положении.
Во избежание этого в верхнюю часть
немагнитной трубки запрессовывают прокладку из
нержавеющей стали толщиной 1,5—2 мм.
Один из самых серьезных возможных
дефектов — неплотность паронитовой прокладки 5,
уплотняющей немагнитную трубку 6, в связи
с чем аммиак попадает под колпак катушки.
Следует обеспечить плотность этого узла и,
при необходимости, заменить прокладку.
Перед монтажом вентиль осматривают,
прочищают и проверяют, легко ли
перемещается клапан. При ввинчивании аварийного
винта убеждаются, что клапан легко
поднимается, а затем опускается под действием
собственного веса. Трубопровод надежно
заземляют, проверяют напряжение и род тока
катушки по табличке на ее корпусе, введенный
кабель укрепляют сальниковой гайкой, место
соединения тщательно изолируют, заделывают
концы и закрывают крышкой.
Указания по эксплуатации. Работу вентиля
проверяют не реже двух раз в месяц
пробными включениями и выключениями. Раз в
квартал определяют сопротивление изоляции
катушки, которое должно быть не меньше
0,5 мгом.
Возможные дефекты соленоидных вентилей:
1. Вентиль не открывается. Причины:
перегорела катушка, повреждена электрическая
линия, клапан заклинило в нижнем
положении, забиты отверстия в основном клапане,
поврежден управляющий клапан, слишком
велика продольная канавка в основном
клапане.
2. Вентиль не закрывается. Причины: зали-
пание сердечника в верхнем положении (при
отсутствии специальной прокладки из
нержавеющей стали), клапан заклинило в верхнем
положении, повреждена резиновая прокладка
управляющего или основного клапанов,
поднят винт ручного управления, между
клапаном и седлом попали загрязнения, слишком

№ 2
Монтаж и эксплуатация автоматических приборов на холодильниках
59
мала продольная канавка в основном
клапане.
3. Попадание аммиака в кожух
электромагнита. Причина: повреждена паронитовая
прокладка между немагнитной трубкой и
прижимающей ее гайкой.
Поплавковые регулирующие вентили
Поплавковые регулирующие вентили (ПРВ)
широко применяются в установках с
рассольной системой охлаждения. На холодильниках
успешно работает свыше ста ПРВ,
выпущенных заводом «Компрессор» и настроенных
наладочным отделом контрольно-измерительных
приборов и автоматики ВНИХИ.
Нормальная работа поплавковых
автоматических приборов невозможна лишь при
сильном загрязнении жидкого аммиака или
большом содержании в нем масла.
Указания по монтажу. На уравнительной и
жидкостной линиях, перед фильтром и после
ПРВ, устанавливают запорные вентили.
Для контроля за работой ПРВ служит реле
уровня с датчиком ДУ-4 или ДУ-3.
Уравнительные линии нельзя присоединять к
жидкостным и газовым трубопроводам, по которым
циркулирует аммиак, так как при этом
уровень в поплавковой камере будет отличаться
от уровня в соединенном с ней аппарате.
Перед монтажом прибор вскрывают,
вынимают поплавковый механизм, тщательно
очищают детали от вазелина, загрязнений,
ржавчины, окалины, устраняют в случае
необходимости дефекты сборки (клапан не закрывает
седла, поплавок упирается в корпус,
нарушена соосность поплавкового механизма и
направляющих клапана и др.), промывают
детали керосином и собирают прибор. Затем
проверяют положение поплавка в крайних его
точках. При верхнем положении поплавка
5ПР расстояние между его верхней точкой и
корпусом должно составлять 12—16 мм, для
10ПР — 15—20 мм. У ПРВ больших размеров
расстояние между нижней точкой поплавка
(в нижнем положении) и корпусом должно
быть 20—30 мм.
В верхнем положении поплавка дроссельное
отверстие регуляторов 5ПР, 10ПР, 20ПР и
50ПР должно быть плотно закрыто. Верхняя
кромка нижней части золотников приборов
100ПР и 200ПР в нижнем положении не
должна закрывать выходного отверстия
(диаметр 8 мм), в верхнем — это отверстие
должно быть перекрыто не меньше чем на 3 мм.
При отсутствии жидкости поплавок должен
находиться в нижнем положении и полностью
уравновешиваться, если к потивоположному
концу коромысла подвесить груз:
Марка Груз, г
прибора
5ПР 50
10ПР 80
20ПР 100
50ПР 300
100ПР 1300
200ПР 1300
Если при подвешивании груза коромысло
не остается в горизонтальном положении,
следует передвинуть противовес и зафиксировать
его положение стопорными гайками или
винтом.
После проверки правильности сборки
поплавкового регулятора нужно
удостовериться в том, что поплавковый механизм
передвигается и выходит из крайних положений
совершенно свободно.
Плотность притирки шпинделя к седлу или
золотника к втулке проверяют следующим
способом. Поплавок передвигают в крайнее
верхнее положение так, чтобы дроссельное
отверстие было закрыто. В жидкостной штуцер (на
шпиндель или золотник) наливают керосин и
в течение 5 минут ведут наблюдение за
нижним отверстием, в котором не должно
появляться следов керосина.
ПРВ устанавливают горизонтально по
уровню. Диаметр уравнительных линий и
вентилей должен соответствовать размеру
фланцев ПРВ.
После монтажа ПРВ и ДУ проверяют
исправность ДУ, пользуясь ручным
регулирующим вентилем, а затем с помощью ПРВ
подают в аппарат аммиак. Включение красной или
зеленой лампы указывает на неправильность
установки или работы ПРВ.
Корпус прибора и соединительные линии
покрывают изоляцией толщиной 60 мм, чтобы
избежать кипения аммиака. На изоляцию
наносят гудрон, штукатурят ее и красят.
Указания по эксплуатации. Если ПРВ
исправен, то запорные вентили на
уравнительных линиях всегда открыты, обводной
регулирующий вентиль закрыт. На время
остановки компрессора запорный вентиль перед ПРВ
закрывают, после пуска компрессора —
снова открывают. В автоматизированных
установках для этой цели используют соленоидные
вентили.
За работой ПРВ наблюдают по
дистанционному указателю уровня. В случае включения
красной лампы закрывают ручной вентиль на

60
Консультация
№ 2
жидкостной линии перед ПРВ. После
понижения уровня и включения белой лампы ручной
вентиль открывают. Если снова загорится
красная лампа, отключают ПРВ и устраняют
дефекты. При включении зеленой лампы
открывают обводной регулирующий вентиль;
лампа будет продолжать гореть, если в этой
части системы недостаточно аммиака. Если же
зеленая лампа погаснет, закрывают обводной
вентиль. В случае повторного включения
зеленой лампы переходят на ручное
регулирование, вскрывают и прочищают фильтр. На
засорение фильтра указывает отложение инея на
жидкостном трубопроводе между фильтром и
ПРВ. Если и после этого при работе ПРВ
будет гореть зеленая лампа, его вскрывают.
Перед вскрытием из фильтра и ПРВ
удаляют жидкий аммиак. Для этого закрывают
вентили на уравнительных линиях и после
повышения давления в ПРВ приоткрывают
запорный вентиль на жидкостной уравнительной
линии и снова его плотно закрывают.
При накоплении масла в аппарате и корпусе
ПРВ прибор работает неудовлетворительно. О
появлении масла можно судить по
прекратившемуся обмерзанию части корпуса прибора,
не покрытой тепловой изоляцией.
Реле температуры
Для регулирования температуры в
холодильных камерах применяют манометрические
реле температуры ТДДА и ТРДК-55
Тартуского приборостроительного завода и
биметаллические реле ДТК-3 и ДТКМ львовского
завода «Теплоконтроль». Последние, как
показал опыт эксплуатации, имеют существенные
На поверхности конденсаторов
холодильных установок в результате сложных физико-
химических, а в ряде случаев и биологических
процессов образуются отложения, получившие
название «водяного камня». В практических
инструкциях и руководствах указывается на
необходимость очистки поверхности
конденсаторов от «водяного камня», но ничего не
говорится о предотвращении его образования.
Между тем современные методы подготовки воды
позволяют почти полностью исключить обра-
недостатки: сложность настройки на
заданную температуру, изменение показаний в
процессе эксплуатации.
Завод «Теплоконтроль» не гарантирует
работу этих приборов при влажности воздуха
свыше 80°/о, которая обычно наблюдается в
холодильных камерах. Поэтому реле
температуры ДТК-3 и ДТКМ не могут быть
рекомендованы для холодильников.
Указания по монтажу. Реле температуры
ТДДА проверяют на срабатывание при 0°,
для чего указатель шкалы устанавливают на
0°, дифференциал — на значение
«минимальный», термобаллон помещают в сосуд с
тающим снегом или холодным рассолом, который
непрерывно перемешивают. Рядом с
термобаллоном устанавливают контрольный термометр.
При 0° контакты должны разомкнуться,
после чего температуру следует медленно
повышать; при 2° контакты замкнутся.
Допустимая погрешность —1,5°. Желательно также
проверять прибор при температуре настройки.
Во время монтажа рекомендуется, если
возможно, устанавливать корпус реле вне камеры.
Термобаллон должен быть расположен
ближе к центру камеры. Его нельзя
устанавливать у двери в камеру и непосредственно у
охлаждающих батарей.
Указания по эксплуатации. Следует два раза
в год проверять настройку прибора.
Возможные дефекты: при повышении температуры
контакты не замыкаются; изменилась
настройка прибора. Причины: повреждение
термочувствительной системы, утечка заполнителя,
изменение механических характеристик пружин.
В. И. АЛЕКСЕЕВ, В. Б. ЯКОБСОН
зование отложений в конденсаторах
холодильников.
Один из распространенных методов
предотвращения низкотемпературного накипеобразо-
вания — фосфатирование воды. Сущность его
заключается в том, что вводимые в воду по-
верхностноактивные фосфаты препятствуют
выпадению карбонатов в виде накипи. Кроме
того, под действием фосфатов размягчается и
разрушается накипь, имевшаяся на
поверхности конденсатора. Опыт эксплуатации пока-
Подготовка воды для конденсаторов холодильных установок

№ 2
Подготовка воды для конденсаторов холодильных установок
61
зал, что фосфатирование не повышает
коррозийной агрессивности охлаждающей воды по
отношению к металлам.
Наиболее широкое применение для фосфа-
тирования воды получили:
суперфосфат — Са (НгРО^г • Н2О + Н3РО4;
тринатрийфосфат — Na3P04 ¦ I2H2O;
гексаметафосфат натрия — (МаРОз)е.
Суперфосфат — сыпучий материал
серого цвета. Среднее содержание Р2О5 в
техническом продукте 16—18%. Поставляется по
ГОСТу 8382-57. Применяется в виде 0,1 —
0,2%-ного раствора.
Тринатрийфосфат представляет собой
кристаллы белого или светло-желтого цвета.
Содержание Р2О5 в техническом продукте
17—180/6. Поставляется по ГОСТу 201-58.
Применяется в виде 0,1—0,2°/гного раствора.
Гексаметафосфат натрия —
стекловидная масса, бесцветная или серо-зеленого
цвета. Содержание Р2О5 в техническом
продукте 50—52°/о. Поставляется по ТУ МХП
2583-53. Применяется в виде 3%-ного
раствора.
Кроме этих реагентов, можно использовать
и некоторые другие полифосфаты, а также
щелочную продувочную воду от паровых котлов.
Содержание в охлаждающей воде фосфатов
в пересчете на Р2О5 должно составлять 1—5
мг/л (обычно 1—2 мг/л). Предварительно
дозу технического фосфата определяют по
формуле
где: фц.с — объем воды, циркулирующей в
системе, ж3;
Qr.b — расход добавочной воды, м3/час;
Е—содержание Р2О5 в техническом
продукте, °/о.
Окончательно дозу фосфатов уточняют в
процессе эксплуатации.
Схема установки для приготовления и
дозирования фосфатов показана на рис. 1.
Технический фосфат загружается в затворный бак
1 и разбавляется в нем подогретой до 70°
водой до 5—10'%гной концентрации при
интенсивном перемешивании. Раствор сливают в
баки 2, где концентрацию его доводят до
рабочей. Подача раствора в циркуляционную воду
осуществляется непрерывно из дозировочного
бачка 3.
В случае применения гексаметафосфата
натрия и суперфосфата затворные баки должны
иметь антикоррозийную изоляцию.
Рис. 1. Схема установки для фосфатирования
циркуляционной воды:
1 — затворный бак с мешалкой, 2 — баки для
раствора, 3 — дозировочный бачок, 4 — брызгаль-
ный бассейн, 5 — приямок, б — циркуляционный
насос, 7 — конденсатор; 8 — трубопровод
добавочной воды.
Обработка циркуляционной воды
фосфатами обычно сочетается с продувкой системы,
т. е. со сбросом части циркуляционной воды в
дренаж, водосток, канализацию и т. п. Это
необходимо для поддержания определенной
щелочности циркуляционной воды.
Количество сбрасываемой воды
ориентировочно определяют по формуле
Р Д/д.в р р о/
гЦ-сист — * исп Г унос /о)
Я/ц.в — /Дд.в
где: Щд.в—щелочность добавочной воды,
мг-экв/л;
Рисп—потери воды при испарении, %;
Яунос — потери при уносе капель
воды, °/о.
Щц.в—щелочность циркуляционной
воды, мг-экв/л;
Щц.в = К—0,15Жи.Ку
где: К = 6 — для гексаметафосфата натрия и
Д" = 5 — для суперфосфата и
тринатрийфосфата;
Жн.к—некарбонатная жесткость
добавочной воды, мг-экв/л.
Если щелочность циркуляционной воды
снижается вследствие уноса капель при
разбрызгивании, систему продувать не требуется. Если
для поддержания щелочности необходимо
сбросить большое количество воды, то
уменьшить сброс можно за счет внесения в
добавочную воду кислоты. Фосфатирование
циркуляционной воды в чистом виде применяется при
карбонатной жесткости добавочной воды до
5—6 мг-экв/л.
При фосфатировании температура
циркуляционной воды не должна превышать 50°, так

62
Консультация
№ 2
как в противном случае эффективность
действия фосфатов снижается.
Экономичным способом предотвращения
низкотемпературного накипеобразования при
карбонатной жесткости воды свыше 10 мг-экв/л
и содержании в ней сульфатов до 2000 мг/л
является обработка воды серной кислотой.
Потребное количество 75°/о-ной серной
кислоты определяют по формуле
К = 0,065 А Жк фд.в кг/час,
где: АЖК— снижение карбонатной жесткости
добавочной воды от
первоначального значения до 1,5—2,0
мг-экв1л;
Фд.в— расход добавочной воды, мв/час.
Схема установки для подкисления воды
показана на рис. 2. Наиболее удобно вводить ки-
Рис. 2. Схема установки для обработки
циркуляционной воды серной кислотой:
1 — хранилище кислоты, 2 — кислотный насос,
3 — мерный бак, 4 — соленоидный вентиль для
дозирования кислоты. 5 трубопровод
добавочной воды.
слоту в воду до смешения ее с
циркуляционной водой. Чтобы предотвратить коррозию
конденсаторных трубок, иногда вводят
кислоту перед градирней или брызгальным
бассейном.
Аппараты и трубопроводы,
соприкасающиеся с серной кислотой крепостью ниже 75%;,
должны иметь кислотоупорное покрытие.
Необходимо соблюдать точность дозировки
кислоты (во избежание коррозии при
передозировке), а также учитывать, что подкисление
увеличивает агрессивность воды по отношению
к бетону.
Воду можно подкислять также соляной
кислотой, сернистой кислотой или сернистым
газом, получаемым от сжигания серы или
сернистого топлива.
Если имеются котельные, то при
карбонатной жесткости добавочной воды до 10
мг-экв/л, во избежание накипеобразования в
конденсаторах, целесообразно применять
дымовые газы. Преимущество этого метода —
простота и экономичность.
Наиболее распространенный способ
предотвращения биологического обрастания
трубок конденсаторов — периодическая
обработка воды хлорной известью. Доза активного
хлора выбирается с таким расчетом, чтобы
содержание остаточного хлора в охлаждающей
воде составляло 0,4—0,5 мг\л.
Во избежание загрязнения конденсаторов
грубодисперсными веществами необходимо
устанавливать решетки, сетки, механические
фильтры, осветлители и в отдельных случаях
подвергать воду коагулированию и
отстаиванию.
При карбонатной жесткости воды до 2—^-3
мг-экв!л низкотемпературное накипеобразова-
ние можно предотвратить путем продувки
циркуляционной системы.
В заключение нужно отметить, что способы
обработки должны выбираться на основе
данных полного анализа исходной воды с учетом
индивидуальных особенностей каждой
холодильной установки. Подготовка воды
улучшает условия эксплуатации холодильников и
дает возможность значительно снизить расход
электроэнергии и получить большую экономию
денежных средств.
Инж. А. Л. ГОВЕР1

Письмо в редакцию
Об отношении Льюиса для мокрых шахтных воздухоохладителей
На основании экспериментальных
исследований канд. техн. наук А. А. Гоголин
(ВНИХИ) установил, что при работе мокрых
воздухоохладителей в режимах охлаждения и
осушения воздуха отношение Льюиса
может значительно отклоняться от
теоретической величины при коэффициенте влаговыпа-
дения ?<2,0 и должно соблюдаться при
?>2,0.
В процессах охлаждения шахтного воздуха
с одновременным осушением его, протекающих
условно в области тумана при больших
коэффициентах влаговыпадения (? > 2,0),
происходит кажущееся доосушение воздуха по изо-
энтальпе У—D (рис. 1).
•Если бы изотермы при переходе в область
тумана сохраняли свое первоначальное
направление, то температура воздуха в конце
процесса охлаждения (точка У) была бы ty,
а
а —~с'р% Однако в области тумана
изотермы почти совпадают с изоэнтальпами,
поэтому конечная температура воздуха станет
що
равной tD, т. е. будет больше ty, а
следовательно, коэффициент теплообмена будет
а
соответственно ниже и < с'р. Кроме
того, кажущееся доосушение воздуха (У—D)
увеличивает действительную разность влаго-
содержаний воздуха, т. е. повышает
коэффициент влагообмена, что, в свою очередь, пони-
жает величину Поэтому отношение
Льюиса может соблюдаться при S J> 2 лишь
в процессах охлаждения и осушения
шахтного воздуха, происходящих под малым углом
к кривой полного насыщения и не
пересекающих условно область тумана.
1'\
щ
"*Ь° /70
03
02
0.1
\ /
/
к\
\
i
\i
/\
' 2'
ф&]
- 1
X/
ц
\
V
\
V
jL__
*
2 1
i^tj
Рис. 1. Изменение состояния
шахтного воздуха при охлаждении и
осушении.
' 0 1,0 2,0 3,0 4,0
Коэффициент влаговыпадения f
Рис. 2. Экспериментальные данные измене-
а
ния отношения — в процессах охлаждения
а
и осушения воздуха:
х — в мокрых воздухоохладителях, о —
в сухих ребристотрубных
воздухоохладителях.
Это подтверждается результатами свыше
400 опытов, проведенных в Макеевском научно-
исследовательском институте по безопасности

64
Письмо в редакцию
№ 2
работ в горной промышленности (МакНИИ)
в 1957—1959 гг. на форсуночных
воздухоохладителях (рис. 2).
Как показывают опытные данные,
коэффициент эффективности, весовая скорость
воздуха, число рядов и поперечные размеры камеры
а
орошения не влияют на . На рис. 2
приведены также опытные значения
~~ для сухих
ребристотрубных воздухоохладителей
(обозначено кружками). Из рис. 2 видно, что
в процессах охлаждения и осушения шахтного
воздуха, характеризующихся большим
выпадением конденсата, значение
меньше
величины теплоемкости влажного воздуха.
Коэффициенты влагообмена рассчитывались
по среднелогарифмической разности
влагосодержании (od) и энтальпий (аД
Изменения величин
°d
в зависимости от
I имеют различный характер, особенно в
процессах, близких к изоэнтальпическим (? -> 0),
и в процесах, протекающих при постоянном
влагосодержании (Е->1,0). В первом случае
•а а
а. ""> °° (кривая 2 на рис. 2), а — ~*с'р
(кривая Г), во втором .-> со (кривая Л.
Следовательно, величину коэффициента влаго-
выпадения правильнее определять по средне-
логарифмической разности влагосодержании.
Итак, в процессах охлаждения и осушения
шахтного воздуха отношение Льюиса в целом
для форсуночного воздухоохладителя не
соблюдается. Однако отклонение значения его в
меньшую сторону с достаточной степенью
точности можно принять для g>3 постоянным. При
> 2,5 отношение
°d
0,89 остается
неизменным, чего не наблюдается при g<2,0.
Таким образом, введение поправочного
коэффициента позволит рассчитывать шахтные
форсуночные воздухоохладители по методике,
основывающейся на использовании уравнения
Меркеля.
В. Я. КЕФЕР, В, К. ЧЕРНИЧЕНКО
ПРИНИМАЕТСЯ ПОДПИСКА |
на второе полугодие 1961 года 1
на научно-технический и производственный журнал Щ
„ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА" |
Подписка принимается БЕЗ ОГРАНИЧЕНИЯ городскими и §
районными отделениями Союзпечати, а также всеми отделениями =
связи с июля, сентября, ноября и на любой срок в пределах Ц
календарного года. 1
Читателям, не успевшим оформить подписку с первого номера, Щ
редакция может выслать недостающие номера журналов наложен- Ц
ным платежом. 1
Периодичность журнала — 6 номеров в год. Ц
Подписная цена: на 2 мес. — 60 коп-, на 4 мес. — 1 руб. 20 коп., |
на 6 мес. — 1 руб. 80 коп. щ

/ А К 75-летию профессора Р. Планка
6 марта 1961 г. исполнилось 75 лет
выдающемуся немецкому ученому, профессору,
доктору Рудольфу Планку, имя которого
пользуется международной известностью.
Рудольф Планк родился в 1886 г. в г. Киеве.
Вначале он учился в Киевском и
Петербургском университетах, а затем в Высшей
технической школе в г- Дрездене. Здесь, в возрасте
26 лет, он защитил докторскую диссертацию,
посвященную термодинамическому
исследованию процессов абсорбционных холодильных
машин.
В 1913 г. Р. Планк был утвержден
ординарным профессором технической термодинамики
и директором машинной лаборатории Высшей
технической школы в г. Данциге, где и
работал до 1925 г. Перейдя в Высшую техническую
школу в г. Карлсруэ, Р. Планк явился
инициатором организации Института холодильной
техники, который под его руководством
приобрел международное значение. В 1936 г. по его
инициативе в г. Карлсруэ был организован
Государственный институт по исследованию
пищевых продуктов.
После ухода в 1954 г. на пенсию проф.
Р. Планк продолжает активную научную,
педагогическую, литературную и общественную
деятельность.
В настоящее время он является
Президентом Генеральной конференции
Международного института холода и главным редактором
немецкого журнала «Kaltetechnik»
(«Холодильная техника»).
Научная деятельность проф. Р. Планка
плодотворна и многогранна. Им опубликовано
около 200 работ по термодинамике, теории
замораживания пищевых продуктов, по
вопросам производства и применения
искусственного холода.
В 1916 г. совместо с Эренбаумом и
Рейтером проф. Р. Планк провел большую работу
по изучению сохранения рыбы методом
быстрого замораживания и явился одним из
пионеров в этой области.
Много трудов посвящено им теории
термодинамических циклов холодильных машин и
развитию их конструктивных форм.
Особое внимание проф. Р. Планк всегда
уделял физической термодинамике
холодильных агентов, уравнениям состояния, фазовым
превращениям и установлению критериев для
определения свойств малоисследованных
перспективных рабочих веществ.
Профессор Р. Планк.
В настоящее время под редакцией проф.
Р. Планка заканчивается издание капитально-'
го труда — 12-томной энциклопедии холодила
ной техники, которая является замечательным
пособием для ученых и инженеров всех стран.
Проф. Р. Планк неоднократно бывал в СССР
и выступал с лекциями по основным
проблемам холодильной техники. Его лекции
неизменно пользовались большим успехом у
советских специалистов-холодильщиков и получали
высокую оценку аудитории.
Отмечая знаменательную дату — 75-летие
проф. Р. Планка, — редакционная коллегия
журнала «Холодильная техника» приносит ему
свои поздравления, желает здоровья и успехов
в научной деятельности.

66
Новые книги
№ 2
Новые книги
С. О. Гусев, И. Н. Яковлев, В. А. Абрамов.
Изотермические вагоны. Трансжелдориздат, М., I960,
248 стр. Цена 65 коп.
В первом разделе книги приведены общие сведения об
устройстве вагонов: колесные пары, буксовое
устройство, рессоры, тележки, рамы и кузова вагонов,
автосцепка, автоматические тормоза. Второй раздел книги
посвящен изотермическим вагонам: в нем даны общие
сведения об изотермических вагонах, описаны их кузова,
оборудование и отопление вагонов-ледников,
теплотехнический расчет изотермических вагонов, специальные
типы изотермических вагонов для перевозки молока,
вина, живой рыбы. В особой главе описаны поезда,
секции и вагоны с машинным охлаждением и
электрическим отоплением.
Книга утверждена в качестве учебника для
техникумов железнодорожного транспорта.
Р. Р. Зайдель. Турбодетандеры
кислородных установок. Машгиз, М., )960, 176 стр. Цена
64 коп.
В книге излагаются теория, расчет и методы
конструирования турбодетандеров. Описываются рабочий
процесс и коэффициент полезного действия проточной
части, влияние параметров на потери, расчет и
проектирование центростремительного турбодетандера,
элементы турбодетандера и агрегата, сборка и эксплуатация
турбодетандеров.
Книга предназначена для инженерно-технических
работников, работающих в области глубокого охлаждения,
и для студентов втузов.
М. И. Гуральник. Механизация погрузочно-
разгрузочных работ на холодильниках.
ЦИНТИПищепром, М., 1960, 80 стр. Цена 48 коп.
В брошюре кратко описан зарубежный и отечествен-
ный опыт механизации погрузочно-разгрузочных работ
с применением малогабаритных аккумуляторных
подъемно-транспортных машин и поддонов. Приведены
описания конструкций машин, рассмотрены планировочные
решения и конструктивные особенности одноэтажных
холодильников, обеспечивающие достижение высокого
уровня механизации грузовых работ.
А. П. Шеффер. Техника и технология
интенсивного замораживания мяса. ЦИНТИ-
Пищепром, М., 1960, 92 стр. Цена 90 коп.
В брошюре дано описание применяемых в СССР и за
рубежом методов замораживания мяса в полутушах,
четвертинах и блоках, фасованных мясных продуктов,
полуфабрикатов и кулинарных изделий. Описаны
конструкции и приведены технические характеристики
скороморозильных аппаратов.
М. В. Вольпова. Англо-русский словарь-
минимум по холодильной технике.
Издание Одесского технологического института пищевой и
холодильной промышленности. 1960, 27 стр. Цена 20 коп.
В брошюре приведены русские эквиваленты около 1000
английских терминов по холодильной технике и
смежным дисциплинам. К сожалению, пользование словарем
затрудняется большим количеством (более 100) ошибок
и опечаток.
Сборник технологических инструкций по производству
консервов. Пищепромиздат, М., 1960, Том I, 495 стр.
Цена 1 руб. 47 коп. Том II, 502 стр. Цена 1 руб. 43 коп.
В сборнике приведены 126 инструкций по
производству плодовых и овощных консервов, соков, пюре, соусов,
варенья, джема, повидла и других продуктов. Седьмой
раздел II тома содержит технологические инструкции
по производству быстрозамороженных ягод, плодов,
холодных компотов, овощей и овощных смесей,
разработанные Всесоюзным научно-исследовательским
институтом холодильной промышленности.
М. М. Хрущов и Е. С. Беркович. Изучение
твердости льда. Изд-во Академии наук СССР, М.,
1960, 48 стр. Цена 18 коп.
В ^брошюре приведены данные различных
исследователей о твердости льда при температурах от 0 до —55°.
Дано сопоставление различных методов исследования
твердости льда. Изложены также результаты
собственных исследований авторов по этому вопросу.
Progress in Refrigeration Science and Technology.
Proceedings of the 10th International Congress of
Refrigeration, Copenhagen. Vol. I — 632 pp. Vol. II —
512 pp. Vol. Ill — 532 pp. Pergamon Press Ltd., Oxford,
England, 196.1. Price per 3 volumes 20 pounds.
Прогресс в холодильной науке и технике. Труды 10-го
Международного Конгресса Холода, Копенгаген.
Том I — 632 стр. Том II — 512 стр. Том III — 532 стр.
Издательство Пергамон Пресс, Оксфорд, Англия, 196J.
Цена за 3 тома 20 акт. фунтов стерлингов*.
Труды включают 315 докладов, сделанных на
пленарных заседаниях конгресса и на заседаниях его 9
секций, а также выступления в дискуссиях по
докладам. В докладах подробно отражено современное
состояние науки и техники в области производства и
применения холода, в том числе вопросы /физики и
техники глубокого охлаждения, теплопередачи и
изоляционных материалов, конструкций и рабочих процессов
холодильных машин различных типов, быстрого
замораживания и холодильного хранения пищевых
продуктов, строительства и эксплуатации холодильников и
льдозаводов, применения холода в химической
промышленности, медицине и биологии, кондиционирования
воздуха, холодильного транспорта, применения холода
на морских судах, а также подготовки
специалистов-холодильщиков.
В конце III тома приведен описок участников
конгресса, авторский и предметный указатели.
Н. Т. Кудряшов. Механизация
намораживания льда. ЦИНТИПищепром, М., 1960, 56 стр.
Цена 52 кон.
В обзоре освещено состояние техники заготовок
естественного льда в СССР и за рубежом, изложены
теоретические основы механизированного тонкослойного
намораживания льда, описаны типовые установки
различной производительности, приведены их технические
и эксплуатационные показатели.
* Выписка иностранной литературы производится
через В/О «Международная книга».

№ 2 Статьи по холодильной технике, опубликованные в журналах и трудах по судостроению 67
_. . . - - - - : -. . ¦¦ -¦¦'— —-—'—* —¦¦" ¦' ' ~— ' ¦*"' *¦¦' —' "' —*—"—^——— "¦¦ —^__________^„___J_„_^...;_.,, ^—^—„¦..— . ,
Статьи по холодильной технике, опубликованные
в журналах и трудах по судостроению с 1955 по 1960 гг.
Журнал «Судостроение»
Н. Н. Касалайнен. Некоторые вопросы
кондиционирования воздуха в трюмах, 1956, № 2.
Н. И. Гречушников. Технология
изоляционно-отделочных работ на судах, 1956, № 3.
В. А. Агафонов. Коэффициент теплопередачи главных
судовых конденсаторов, 1956, № 8.
Е. В. Искра. О клеях для изоляции, 1956, № 8.
М. Н. Боркин. Рационализация изоляционных работ,
1956, № 8.
B. А. Свинаренко. Рефрижераторная установка
дизель-электроходов типа «Актюбинск», 1958, № 1.
Н. Н. Касалайнен. Номограмма для расчета гладко-
трубного воздухоохладителя системы
кондиционирования воздуха, 1958, № 1.
А. Т. Мицевич. Определение коэффициента
теплопередачи некоторых судовых изоляционных конструкций
методом электротепловой аналогии, 1958, №'3.
Н. Н. Касалайнен. К вопросу проектирования для
судовых систем кондиционирования воздуха, 1958, № 6.
Ю. Ф. Нестеров. Графики для расчета судовой
изоляции, 1958, № 7.
А. П. Добровольский. Испытания холодильного
оборудования малого рефрижераторного судна, 1958, № 9.
А. С. Цыганков. К выбору конструкций судовых теп-
лообменных аппаратов, 1958, № 10.
Л. М. Факторович. Применение алюминиевой фольги
для теплоизоляции судового корпуса, 1958, № 11.
C. А. Богатых. О теплоизоляции охлаждаемых
помещений на судах, 1958, № 11.
И. Л. Андреев. Новый способ изготовления оребрен-
ных элементов котлов и теплообменных аппаратов,
1959, № 1.
К. Я. Жилинский. Графический способ определения
толщины термоизоляции судовых помещений, 1959, №2.
А. К. Наумов. Средний рефрижераторный траулер
«Океан», 1959, № 2.
М. Н. Диомидов, Э. Г. Морголина. Морозильный
рыболовный траулер, 1959, № 4.
Д. Г. Замков. Исследование теплопередачи и
гидравлического сопротивления судовых круглотрубчатых
охладителей вязких жидкостей, 1959, № 5.
С. И. Быховский, В. Г. Васильев, Г. С. Ходарс.
Высоконапорная система кондиционирования воздуха, 1959,
№ 7.
И. В. Тарабрин. Подготовка холодильного
оборудования траулера «Жуковский» для работы в тропиках,
1959, № 9.
А. М. Стеркин. Производственно-транспортные
рефрижераторы типа «Севастополь», 1959, № 11.
А. Т. Мицевич. Аналитический способ определения
оптимальной толщины изоляции рефрижераторных
трюмов, 1959, № 11.
А. П. Добровольский. Расчет изоляционных
конструкций гофрированных переборок, 1960, № 2.
И. В. Тарабрин. Система кондиционирования воздуха
на теплоходе «Лениногорск» и ее работа в
тропиках, 1960, № 7.
Д. И. Волков. Теплоотдача при конденсации пара
внутри горизонтальных труб, 1960, № 11.
П. Д. Иванов. К вопросу исследования распределения
охлаждающей воды по трубкам воздухоохладителей,
1960, № 12.
Журнал «Морской транспорт»
И. Кастюк. Система кондиционирования воздуха на
пароходе «Ленинский комсомол», 1960, № 10.
Труды Ленинградского кораблестроительного
института
А. П. Добровольский. О скорости зарядки
аккумуляторов холода рыбопромысловых судов, вып. XVI f, 1955.
А. П. Добровольский. Экспериментальная проверка
скорости намерзания льда в аккумуляторах холода,
вып. XX, 1957.
А. П. Добровольский, Н. Н. Чирков.
Последовательное использование рабочего тела в качестве
холодильного агента и моторного топлива, вып. XX, 1957.
Н. Н. Ищаков. Влияние формы теплообменного
аппарата на его гидравлическое сопротивление, вып. XXIII,
1959.
А. П. Добровольский. Скорость плавления льда в
судовых аккумуляторах холода, вып. XXIII, 1959.
Н. Н. Ищаков. Выбор типа холодильной установки
для рефрижераторных и рыбопромысловых судов,
вып. XXVI, 1959.
А. С. Мартьянов. Опыт учета влияния солнечной
радиации на теплоприток в трюмы рефрижераторного
судна, вып. XXIX, 1959.
А. П. Добровольский. О возможной перспективе
одновременного получения пресной воды и льда на судах,
вып. XXIX, 1959.
Труды Ленинградского института инженеров
водного транспорта
Ю. Ф. Нестеров. Приближенный способ расчета
судовой изоляции по зонам токов тепла, вып. XXV, 1958.
Г. А. Михайловский. Исследование тепловой
диаграммы для влажного воздуха, вып. XXV, 1958.

иностранной
техники
f
Производство мороженого в США
В США изготовляется пять видов мороженого:
сливочное A0% молочного жира и выше), молочное (от
2 до 7% молочного жира), фруктовый шербет (от 1 до
2°/о молочного жира), фруктовое (не содержащее в
рецептуре молочных продуктов) и, меллорин (8—12%
растительного жира вместо молочного).
В табл. I приведены данные Департамента сельского
хозяйства США о производстве различных видов
мороженого в 1957-1959 гг.
Таблица 1
Вид мороженого
Сливочное . . .
Молочное . . .
Шербет ....
Фруктовое . . .
Меллорин . . .
1 Прочие виды . .
Всего . . .
Производство мороженого,
тыс. т
1957 г.
1348
244
92
86
73
8
1851
1958 г.
1366
273
112
89
92
8
1940
1959 г.
1457
291
121 1
100
100
8
2077
Примечание. Выработка мороженого в США
учитывается по объему—в американских галлонах
A ам. галлон=3,785 л), для перевода которых в
тонны нами приняты следующие коэффициенты
(с учетом взбитости мороженого) в кг!галл\
Сливочное мороженое 2,08
Молочное мороженое 2,35
Шербет . з , 3,03 .
Фруктовое мороженое ...... 3,14
Меллорин 2,31
Прочие виды 2,20
В среднем 2,20
В 1959 г. производство мороженого на душу
населения достигло 11,8 кг.
Производство незакаленного («мягкого») мороженого,
которое отпускается покупателю непосредственно- из
фризера при температуре около —6°, составило в 1958 г.
161 тыс. г (8,3% общего выпуска) и в 1959 г. 188 тыс. г
(9,0% общего выпуска).
В виде «мягкого» мороженого изготовлялось в
основном молочное, при закалке которого, как известно,
значительно ухудшается консистенция. В табл. 2 показано
производство «мягкого» мороженого в США в 1958 г.
Вид мороженого
Сливочное . . .
Молочное . . .
Шербет ....
Фруктовое . . .
1 Меллорин . . .
Всего . .
Таблица 2
Выпуск „мягкого"
мороженого
тыс. т
33
114
7
7
161
\%
21
71
4
4
100
Доля
мягкого
мороженого в
обшем
выпуске,
2,4
41,8
6,3 1
7,6 !
8,3
В 1958—1959 гг. фабричное производство мороженого
составило 92%, а выработка его в торговой сети —
только 8%.
Сливочное мороженое изготовлялось в
1959 г. на 16567 предприятиях, из них 2061 предприятие
с годовой выработкой 44 т и выше выпустило 1363 тыс. т
мороженого, т. е. 93,5%. Остальные 14506 мелких
предприятий (магазины, рестораны, кафетерии)
выработали всего 94 тыс. т, т. е. 6,5%.
Молочное мороженое, в том числе «мягкое»,
изготовлялось на 21361 установке, преимущественно в
предприятиях розничной торговли.
Сезонность производства мороженого в 1959 г. была
еще резко выраженной и характеризовалась
следующими данными (%):

72
Новости иностранной техники
№ 2
январь 5,5
февраль 5,8
март 7,4
апрель 8,4
май 9,9
июнь 11,2
июль 12,1
август 11,3
сентябрь 9,4
октябрь • . 7,3
ноябрь 5,8
декабрь 5,9
Всего ...... 100,0
Особенностью производства мороженого в США
является то, что половина всей продукции выпускается
в прямоугольных картонных коробках весом в среднем
1 кг и реализуется через универсальные магазины
самообслуживания. В 1959 г. было выпущено следующее
количество мороженого в картонных коробках
различных размеров (табл. 3).
Таблица 3
Вес
коробки,
г
275
550
1 1100
2200
[ Всего
Выпуск мороженого
в коробках
тыс. m
143
40
814
38
1035
% к обшему
выпуску
6,9
1,9
39,2
1,8
49,8
Остальная часть мороженого изготовляется в виде
брикетов в шоколаде, сандвичей, в стаканчиках и пр.
или фасуется в крупную тару (весовое мороженое).
Мороженое реализуется через следующие'
предприятия торговли и общественного питания (в !% по
данным за 1956 г.):
Продовольственные магазины . 47,1
Аптекарские магазины . . . .14,1
Закусочные, кафетерии,
рестораны, отели ........ 12,1
Кондитерские и табачные
магазины 10,3
Школы, больницы и санатории 4,4
Фирменные магазины 3,2
Бензоколонки . . 2,9
Молочные магазины . л , . . 1,8
Автоматы для продажи
мороженого ........... 0,7
... . Прочие 3,4
Всего -. . . . . . .10^,0
В настоящее время в США, как и в некоторых
европейских странах — Англии, ФРГ, Франции,
происходит процесс концентрации и автоматизации
производства мороженого. Следует отметить, что автоматизация
технологического процесса производства мороженого
дает наибольший эффект на крупных предприятиях —
мощностью не менее 20—30 т в смену. На
автоматизированных фабриках выработку мороженого можно
довести до 140 кг на 1 человеко-час рабочего времени
основного и вспомогательного персонала, тогда как на
механизированных фабриках она составляет: в США
40—60 кг, а в Англии 20—30 кг на 1 человеко-час.
Поэтому теперь строят преимущественно крупные
автоматизированные фабрики мороженого со сменной
мощностью от 30 до 100 т,
В качестве примеров 'можно привести построенные за
последние годы фабрики мороженого: в Англии —
производительностью 50 т/смену (фирма Лайонс в Грин-
форде), в ФРГ — производительностью 100 т/смену
(фирма Лангнезе в Геппенгейме), в США —
производительностью 40 т/смену (фирма Борден в Мильвоки).
Новые автоматизированные фабрики (мороженого
имеют некоторые особенности.
Прежде всего, они (рассчитаны на массовый выпуск
небольшого числа B—4) видов фасованного
мороженого, различающихся по размерам и форме порции. Это
позволяет установить для каждого вида мороженого
автоматизированные поточные линии большой
производительности, включающие процессы фризерования
смеси, закалки, порционирования мороженого,
глазирования шоколадом (если требуется), обертки и упаковки
порций в тару. Расширение ассортимента возможно
варьированием рецептуры мороженого при сохранении
прежней фасовки.
Далее, на новых фабриках автоматизирован процесс
приготовления и обработки смеси, причем основная
предпосылка автоматизации — использование только
жидкого сырья.
Основное сырье доставляется на фабрику Ъ жидком
виде (сливки, сахарный сироп, сгущенное молоко),
часть сырья переводится в жидкое состояние на
фабрике (шоколадный сироп, фруктовый сироп, раствор
стабилизатора и т. д.). Отдельные жидкие
ингредиенты подаются из танков к дозировочному устройству,
управляемому программным регулятором в
соответствии с заданной рецептурой мороженого. После весовой
или объемной дозировки ингредиенты смешиваются,
смесь пастеризуется, гомогенизируется, охлаждается в
непрерывном потоке и поступает в буферные танки для
хранения до фризерования.
На крупных фабриках применяются очень мощные
трехцйлиндровые фризеры непрерывного действия
производительностью до 3000 кг/час, позволяющие
получать в одном агрегате разные виды мороженого для
изготовления двух- и трехслойных брикетов.
«Ice Cream Review», April, August, September, 1960.
Д Г. РЮТОВ

warn
Холодильные агрегаты ФАК и
Харьковским заводом торгового машиностроения
(ХЗТМ) изготовлено с 1948 по 1960 гг. 185000
холодильных агрегатов типа ФАК (рис. 1,2) с (Двухцилиндровым
непрямоточным компрессором 2ФВ-4/4,5, работающим
на фреоне-12. Диаметр цилиндра компрессора 40 мм,
ход поршня 45 мм.
Вначале завод изготовлял агрегаты марок ФАК-0,7,
ФАК-1,1 и ФАК-1,5 холодопроизводительностью 700,
1100 и 1500 станд. ккал/час, смонтированные на
чугунных рамах. Затем первые две модели были заменены
модернизированными — ФАК-0,7М и ФАК-1,1М, с
рамой меньшей (высоты я соответственно меньшего веса.
Указанные агрегаты устанавливались вне холодильного
оборудования: в торговом зале, в соседнем с ним
помещении или в подвале.
Для прилавков-витрин ПВ-1У, ПВ-бУ, ПШ-1 и др.,
обслуживаемых встроенными агрегатами, изготовлялись
агрегаты марок ФАК-0,7В и ФАК-1,1 В, собранные на
сварной раме из уголка.
В дальнейшем завод стал выпускать взамен ФАК-
0,7М, ФАК-0,7В, ФАК-1ЛМ и ФАК-1ДВ менее
трудоемкие унифицированные агрегаты ФАК-0,7У и ФАК-1ДУ
на штампованной раме с вертикальным ресивером.
Эти агрегаты предназначались для установки внутри,
а также и вне оборудования. Они использовались в
автоматах АТ-26, в холодильных прилавках и шкафах,
выпускаемых Марийским заводом торгового
машиностроения и др.
Однако большая номенклатура холодильных машин
затрудняла организацию 'производства, в частности,
поточной сборки.
В последние годы заводом на основе накопленного
опыта производства и эксплуатации проведена унифи-
Рис. 1. Холодильный агрегат ФАК-0,7Е.
ui 1ш
водоохладительные машины B0M
кац|ия холодильных агрегатов с открытыми
компрессорами и разработаны модели ФАК-0,7Е и ФАК-МЕ,
полностью заменившие с 1960 г. все выпускавшиеся
ранее.
Агрегаты ФАК-0,7Е и ФАК-1,1Е можно устанавливать
вне холодильного оборудования, а также встраивать
внутри охлаждаемого объекта.
Эти агрегаты собраны на стальных штампованных
плитах из листа толщиной 3,5 мм. Горизонтальный
ресивер приварен к плите, что придает ей дополнительную
прочность и жесткость.
Компрессор и электродвигатель установлены на
ресивере. Конденсатор прикреплен к раме болтами.
Соединение конденсатора с ресивером — неразъемное, на
пайке. Конденсатор и ресивер с рамой составляют один
монтажный узел.
Агрегаты ФАК-0,7Е и ФАК-1,IE собираются на
поточной линии. Кроме Харьковского завода, их изготовляет
Ярославский завод холодильного машиностроения.
Холодильный агрегат ФАК-1,5 также модернизирован.
Со второго квартала 1960 г. завод выпускает агрегат
ФАК-1,5М2, смонтированный на облегченной чугунной
раме. Он весит на 31 кг меньше, чем ФАК-1,5 с
чугунной рамой.
В агрегате установлен пятисекционный конденсатор
с воздушным охлаждением, который обдувается четы-
рехлопастным вентилятором.
Испытан опытный образец агрегата ФАК-1,5МЗ. Этот
агрегат смонтирован на сварной раме из гнутых
профилей. Выпуск агрегатов ФАК-1,5МЗ начнется в 1961 г.
Технические данные холодильных агрегатов
приведены в табл. 1.
Во всех агрегатах установлен один и тот же
вертикальный компрессор 2ФВ-4/4,5. Резьба на всасывающем
присоединительном штуцере компрессора М22Х1, на
жидкостном — М14Х1,5. Конденсатор
ребристо-трубчатый с {воздушным охлаждением. Электродвигатели
агрегатов работают на напряжении 127/220 или
220/380 в. В комплект агрегата входит регулятор
давления РД-1.
В 1960 г. ХЗТМ освоил производство герметичных
холодильных агрегатов ФГК-0,7 производительностью
700 станд. ккал/час (см. «Холодильная техника», 1960,
№ 5) и выпустил опытные образцы таких же агрегатов
производительностью 450 и 1100 ккал/час. В
ближайшие годы эти агрегаты будут составлять основную часть
всех малых холодильных машин, изготовляемых
заводом.
Для автоматов газированной воды AT-14 и
автоматов-киосков АТК-2, выпускаемых Перовским заводом
торгового машиностроения, а также для автоматов
газированной воды панельного типа АТ-2М и автоматов
для продажи пива АТ-ЗК Киевского завода торгового
машиностроения ХЗТМ изготовлял водоохладительные
машины ВОМ-35 и ВОМ-60 (табл. 2). Каждая из этих

74
Справочный отдел
№ 2
ФЛК-15М2
ФЯК-15МЗ
вОМ-60(80М-35)
80М-60У(дйМ-35У)
Рис. 2. Холодильные агрегаты (а) и водоохладительные машины (б).
машин состоит из холодильного агрегата с водяным
охлаждением конденсатора и водоохладителя.
Конденсатор служит одновременно ресивером. На
кронштейнах, приваренных к ресиверу, установлены компрессор
и электродвигатель. На нижних уголках, являющихся
основанием агрегата, укреплен водоохладитель. В
комплект машины входит водорегулирующий вентиль
ВРВ-1,5, терморегулирующий вентиль ТМ-2Ф и
регулятор давления и температуры РДТ-1Б2.
В настоящее время завод выпускает для тех же
автоматов более легкие и компактные водоохладительные
машины ВОМ-35У и ВОМ-60У, скомпонованные на
штампованной плите. В них конденсатор с водяным
охлаждением совмещен с ресивером.
С 1961 г. взамен ВОМ-35У для автоматов AT-114
будет изготовляться холодильный агрегат ФАК-0,7АВ
с конденсатором водяного охлаждения. В дальнейшем
этот агрегат, а также водоохладительная машина
ВОМ-60У будут заменены водоохладительными
машинами с герметичными компрессорами.

Технические данные холодильных агрегатов типа ФАК
Таблица 1
to
Агрегат
ФАКО,7М
ФАК-1.1М
ФАК-Э.7В
ФАК-1.1В
ФАК-0,7У
ФАК-1ДУ
ФАК-0.7Е
ФАК-1.1Е
ФАК-1,5
ФАК-1.5М2!
ФАК-1.5М;
Номинальная холодопро-
изводительность, станд.
ккал\час
Вес, кг
в том числе:
фреона-12
масла
Габаритные размеры, мм
Компрессор:
скорость вращения,
об/мин
часовой объем,
описываемый поршнями, мЦчас .
диаметр маховика
(наружный), мм •
Конденсатор:
число секций
поверхность охлаждения,
Ж2
емкость ресиЕера, л . .

Электродвигатель:
мощность, кет
число оборотов в минуту .
привод от
электродвигателя клиновидным
ремнем
диаметр шкива, мм . . .
Магнитный
пускатель
700
96
1,05
680 х 490 х
х 530
450
3,05
344
3
3,88
2,35
АОЛ31-4
0,6
1410
А-1250
115
П-222 или
П-122
1100
105
1,05
690*43*
х530
650
4,41
240
4
5,18
2,35
АОЛ32-4
1
1420
А-1000
115
П-222или
П-122
700
78
3
1,05
734x430*
х 466
450
3,05
344
3
3,88
2,35
АОЛ31-4
0,6
1410
А-1250
115
П-222или
П-122
1100
85
4
1,05
723 х 503 х
х 452
650
4,41
240
4
5,18
2,55
АОЛ32-4
1
1420
А-1000
115
П-222или
П-122
700
78
3
1,05
530x440*
* 400
450
3,Г5
268
3
3,8
1,95
А@)ЛШ
31-4
0,6
1410
А-1000
93
П-222 или
П-122
1100
85
3
1,05
580*470*
*400
65Э
4,41
252
4
4,95
2,55
А@)ЛШ
32-4
1
1420
А-1000
120
П-222 или
П-122
700
81
3
1,05
580*440*
*440
450
3,05
268
3
3,8
2,25
А@)ЛШ
31-4
0,6
1410
А-1000
93
П-222 или
П-122
1100
85
3,8
1,05
580*465*
*440
650
4,41
252
4
4,95
2,25
А@)ЛШ
32-4
1
1420
А-1000
120
П-222 или
П-122
1500
166
8
1,05
862*528*
*636
1500
121
6
1,05
720*550*
* 520
1000
6,78|
136
3 1
7,7б1
6,4 1
А41-4
1,7
1420
А-10С0
B шт.)
98
П-222
1000
6,7Ь|
344
5
6,5
4,6
А32-2
1,7
2850
А-1250
120
П-222
1500
105
6,5
1,05|
772*600*
* 500
1000
6.78J
170
5
6,5
5,1
А41-4
1,7
1420
А-1000
B шт.)
122
П-222

76
Contents and summaries
№ 2
Технические данные водоохладительных машин
Таблица 2
Машина
Количество
воды,
охлаждаемой на 20°
(при
начальной
температуре 25°), л/час
Вес, кг
1 в том числе:
1 фреона-12
1 масла . .
Габаритные
размеры, мм
ВО М-35
35
80
2,5
1,05
640x480*
х 530
вом-ео
60
86
2,5
1,05
660х475х
х 440
ВОМ-35У
35
81
2,5
1J05
600X440 х
х 440
ВОМ-60У
60
89,6
2,5
1,05
660 х 475 х
х440
Машина

Холодильный агрегат
Водоохлади-
тель:
поверхность
фреонового
змеевика, м2
поверхность
водяного
змеевика, м2
ВОМ-35
ФАК-
0,7В*
В О-35
0,12
0,16
ВОМ-6Э
ФАК-
1,1В*
ВО-60
0,17
0,2
ВОМ-35У
ФАК-
0,7У*
ВО-35
0,12
0Л6
ВОМ-60У
ФАК-
1,1У*
ВО-60
0,17
0,2
* Конденсатор с еодярым охлажхением, совмещенный с ресивером.
11
CONTENTS
М. A. Gorbunov. For Technical Perfection of
Commercial Refrigerating Equipment
I. N. Alper. Kharkov Works of Commercial
Equipment in the Struggle for Fulfilling the
Seven-Year Plan Ahead of Time
I. F. Dushin. Thickness of the Insulation of
Commercial Refrigerating Equipment ....
The use of thermal insulating materials in the
manufacture of commercial refrigerating
equipment comprises a considerable fraction of
their use in the national economy. For the
efficient utilization of these materials one must
have a method for calculating the optimal
thickness of the insulation of commercial refrir
gerating equipment. The paper presents
a comparison of the thicknesses employed at
present of insulation materials and theoretical
values calculated by three different methods.
4. A. Sopher. Graphite—Metal Seals for
Refrigerating Comressors
Seals with a graphite-metal friction pair,
introduced recently at refrigerating machinery
plants are described in the article. The new
seals have a number of advantages as compared
with seals incorporating a metal friction pair
(bronze-steel; bronze-cast iron, etc.). The
new seals are used in reciprocating, centrifugal
and rotary compressors with a shaft diameter
from 8 to 110 mm.
V. I. Alekseyev, A. G. Rotenberg. The RU-4 Level
Relay
The paper describes the RU-4 level relay
developed at VNIKhl.
The RU-4 level relay consists of a float
variable inductor and relay set including three
current relays, intermediate relay, stabilizer
and signal lamp. The relay set is dust and
drip-proof.
The RU-4 relay indicates normal, high and
medium levels, opens and closes the valve at
normal level with a differential of 30 or 80 mm.
Test data and main specifications of the relay
are given.
14
AND SUMMARIES
Т. М. Sutyrina. Decrease of Throttling Losses by
I Means of an Ejector 18
The author describes in 5, T- diagrams the
operation and processes of a vapour refrige-
\ rating machine in which the energy of
refrigerant expansion between the condenser and
> evaporator is utilized for preliminary compression
of refrigerant vapour by means of an ejector.
The use of an ejector increases the coefficient
of performance, reduces the degree of compression
in the compressor and the intake volume.
A comparative analysis is made of machines
with a throttle and those with an ejector,
considering the losses in all the elements of the
ejector.
The results of the anjalysis for different
refrigerants are generalized in the form of a
graphical dependence of the coefficient te— —;
*th
(the ratio of coefficients of performance of
machines with an ejector and those with a
throttle) upon the degree of thermodynamic
perfection of the refrigerant rid
B. S. Weinberg. On Heat Exchange Between
Water and Moist Air 25
The author specifies the values of the heat
capacity of water vapour and ice. Specified
equations for calculating the enthalpy of moist
air and the coefficient of moisture precipitation
are given.
V. Z. Zhadan. Approximate Calculation of Heat
Exchange Extended Surfaces 28
Empirical dependences for simplified analytical
calculation of the heat transfer of finned tubes
are given. An example of calculating an extended
surface is presented.
S. A. Bogatykh. Cooling Air in).Foam Air Washers 31
Units, designed for cooling air in foam, are
approximately 10 times more compact than
common air washers with nozzles but have an
increased hydraulic resistance. They provide also
a high degree of purification of dust, oil, acid,
etc., as well as high ionization of the air with

№ 2
Contents and summaries
77
the prevalence of light negative ions that
increases the comfort conditions in the room.
Criterional equations for the calculation of
heat exchange in foam air washers are given.
The correctness of the equation's is confirmed
by tests.
V. A. Zhukov. Intensification of the Heat Exchange
Process in Ice Makers .......... 35
An arrangement for intensifying the ice making
process by bubbling through air has been tested at
an experimental ice manufacturing plant of the
Kharkov Scientific Research Institute for
Pharmaceutical Chemicals. The method shortened
the freezing period by 1.3—1.4 times.
A. A. Guzman, V. I. Kan/torovich. The Operating
Features of Refrigerating Units FAK-0.7, FAK-1.1
and FAK-1.5 • « 38
N. A. Gerasimov, S. I. Yanovsky, B. N. Malevanny;
D. V. Kupchin, E. A. Solovyev. Testing the
Refrigerating Plant of the Refrigerated Factory
Ship «Sevastopol» 41
The refrigerating plant of the refrigerated
factory ship i«Sevastopol» of 10,000 ton
displacement was tested by the Leningrad
Technological Institute of the Refrigerating
Iridustry in cooperation with the Baltic shipyard
in the autumn of 1959.
Meat and fish are frozen in eight blast freezers
of 100 ton! capacity each per day. Two-stage
ammonia units are installed in the engine room.
The holds are cooled by bare pipe coils.
According to the tests it is recommended to
use modern ammonia circuits providing reliable
protection from wet compression, and lowering
the freezing temperature to —30-i-—36°C at an
air velocity of 6 m/sec minimum.
A. D .Dobrovolsky. Briefs from the History
of Marine Refrigerating Equipment 44
, Russian pomors used ice on fishing vessels as
far back as centuries ago to cool the catch.
Ice was utilized in provision chambers on
board sailing warships in the XVIII—XIX
centuries.
Machine refrigeration became widespread after
an experimental shipping of meat in 1876 by
Charles Tellier.
The refrigerating machine used for cooling the
powder magazine on board the Russian gunboat
«Khivinets», designed for cruising the southern
seas, was applied in 1903 for cooling the
accomodation of the crew. This was the first
experience of marine air conditioning.
The building of refrigerated cargo vessels has
been developing in the USSR on an especially
wide scale during the recent years.
R. Plank. Is it Necessary to Abandon the Calorie
as the Heat Unit? 47
The joule is adopted as the single unit of
energy in the new international system of units and a
decision is taken to abandon the calorie.
The author points out that the conversion of
heat to work can never be fulfilled completely on-
the basis of the second law of thermodynamics.
It seems valid, therefore, to measure heat by a
special unit — the calorie. The preservation
of two units of energy: calorie and kilowatt-
hour is expedient from the practical standpoint
because it is always possible to confuse the
values of refrigerating capacity and energy
consumption when applying only one unit
(kilowatt-hour). Such misunderstanding may
occur in power plants likewise if the thermal
and mechanical power are designated by
kilowatts.
I. S. Badylkes. Scientific andPradtical Meaning of
R. Plank's Criterion (dimensionless number) . 48
Prof. R. Plank,, on the basis of the criterion
T dp
a ~ ~d лт~~ suggested by him anld the
da
correlation in the critical point =0,
derived the equation of the vapour pressure
curve in the following form:
(Ос \
®G - "г +35
p т.
я = —, # = —->candd- are empirical coefficients.
Pk Tk
The further development of this equation made
it possible to determine that /o)TC> $; тс^, *у =0
(subscript 5 refers to I phys. atm).
The law of corresponding states is
supplemented thus by fixed criteria — In ns and #?•
They are basic values for rapid determination
of the properties of scantily investigated
substances.
Practice exchange
E. A. Stashin, V. G. Sakharov. Experimental Plant
Operating on Freon-22 49
P. P. Rodkin,- B. M. Slonimer, L. K. Kats. Glass
Brine Coils • ' • • 51
В. К. Khromov. Setting Protective Bushings on the
Shaft and Unloading Disc of the Pump Type
«Komsomolets». . ^
M .1. Guralnik, G. I. Livshits. Device for
Transverse Motion of Forks од Trucks Model 4004
and 4004A 53
N. V. Demyankov. Rates and Order of Supplying
Iced Cars with Salt 55
Consultation
V. I. Alekseyev, V. B. Yakobson. Installation and
Operation of Automatic Devices at Cold Stores . 57
A. A. Govert. Preparation of Water for Condensers
of Refrigerating Plants 60
Letters to editorial board
V. N. Kepher, V. K. Chernichenko. On the Lewis
Ratio for Shaft Air Washers. . ... . . . 53
News from abroad
To the 75th Anniversary of Professor R. Plank . 65
New books
Articles on refrigerating engineering published in
journals arid works on ship-buildinsr in
1955—1960 67
Miscellany
N. V. Tarbeyev. New Cold Store at Khabarovsk . 68
Conference on Air Conditioning Industrial and
Administrative Buildings . 69
Conference on Household Electrification .... 70
Foreign technical news
D. G. Rutov. Ice Cream Production ini U.S.A. . . j\
Refrigerating equipment data
Refrigerating Units Type FAK and Water Cooleis
Type VOM 73

СОДЕРЖАНИЕ
М. А. Горбунов. За техническое совершенствование торгового холодильного
оборудования • 1
И. Н. Альпер. Харьковский завод торгового машиностроения в борьбе за досрочное
выполнение семилетнего плана 3
И. Ф. Душин. Расчет толщины изоляции стенок торгового холодильного
оборудования 6
A. А. Софер. Графито-металлические сальники для холодильных компрессоров . . 11
B. И. Алексеев, А. Г. Ротенберг. Реле уровня РУ-1 14
Т. М. Сутырина. Снижение дроссельных потерь с помощью эжектора ...... 18
Б. С. Вейнберг. К расчету теплообмена между водой и влажным воздухом . . . 25
B. 3. Жадан. Приближенный расчет оребренных поверхностей теплообмена . . . 28
C. А. Богатых. Охлаждение воздуха в аппаратах с пенным режимом 31
В. А. Жуков. Интенсификация процесса теплообмена в льдогенераторе 35
А." А. Гузман, В. И. Канторович. Об эксплуатационных качествах холодильных
машин с агрегатами ФАК-0,7, ФАК-1,1, ФАК-1,5 ....... . . . . . 38
Н. А. Герасимов, С. И. Яновский, Б. Н. Малеванный, Д. В. Купчин, Е. А. Соловьев.
Испытание холодильной установки рефрижератора «Севастополь» . . . . . 41
A. П. Добровольский. К истории развития судовой холодильной техники .... 44
Р. Планк. Следует ли отказаться от калории как единицы теплоты? 47
И. С. Бадылькес. Научное и практическое значение критерия Р. Планка ... 48
Обмен опытом
Е. А. Сташин, В. Г. Сахаров. Опытная установка, работающая на фреоне-22 ... 49
П. П. Родькин, Б. М. Слонимер, Л. X. Кац. Стеклянные рассольные батареи ... 51
Б." К. Хромов. Установка защитных втулок на валу и разгрузочном диске
засосов «Комсомолец» . . . ; . . • • 52
М. И. Гуральник, Г. И. Лифшиц. Устройство для поперечного движения вилок на
автопогрузчиках 4004 и 4004А . * . 53
Н. В. Демьянков. О нормах и порядке солеонабжения вагонов-ледников .... 55
Консультация
B. И. Алексеев, В. Б. Якобсон. Монтаж и эксплуатация автоматических приборов
на холодильниках 57
A. А. Говерт. Подготовка воды для конденсаторов холодильных установок ... 60
Письмо в редакцию
B. Н. Кефер, В. К. Черниченко. Об отношении Льюиса для мокрых шахтных
воздухоохладителей ; 63
За рубежом
К 75-летию профессора Р. Планка 65
Новые книги
Статьи по холодильной технике, опубликованные в журналах и трудах по
судостроению с 1955 по 1960 гг 67
Хроника
Н. В. Тарбеев. Новый холодильник в Хабаровске 68
Совещание по кондиционированию воздуха в промышленных и
общественных зданиях . . i з 69
Конференция по электрификации быта 70
Новости иностранной техники
Д. Г. Рютов. Производство мороженого в США 71
Справочный отдел
Холодильные агрегаты типа ФАК и водоохладительные машины ВОМ 73
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Я. Кобулашвили (редактор), проф. И. С. Бадылькес,
Б. С. Вейнберг, А. Л. Гоголин, В. М. Горбатов М. А. Горбунов, М. Г. Дик, В. Я. Зайцев,
С. Г. Ильченко, Д. И. Кобзев, В. Я. Кокорев, В. С. Кусков, Я. Я. Любимов, Я. С.
Максимов, М. С. Мартынов, В. И. Матвеев, М. Я. Мертешов, Я. А. Минеев, НИ. Родин,
Д. Г Рютов (заместитель редактора), В. Я. Филаткин, Л. Я. Фомин, В. И. Шелапутин
Адрес редакции: Москва, ул. Костякова, 12. Телефон Д 0-00-34 доб. 49.
Т-04828. Подписано в печать 7/IV 1961 г. Формат 84X108Vie. Печ. л. 5 (привед. 8,2). Уч.-изд. л. 8,73.
Тираж 9350 экз. Заказ № 207. Цена 60 коп.
Типография «Гудок». Москва, ул. Станкевича, 7.