Испытание на герметичность разъемных соединений фреоновых трубопроводов
Д. М. САТАНОВСКИЙ, Ю. А. РАХМАНОВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
621.572
Одна из причин утечек фреона из систем
холодильной установки — несовершенство
конструкций трубных соединений, а также
нарушение их плотности, в частности, в
результате вибраций.
Авторами1 проведены испытания на
плотность ряда резьбовых соединений. Наилучшие
результаты 'показали штуцерло-торцевые
соединения [1] и соединения с уплотнительным
Рис. 1. Соединения фреоновых
трубопроводов: а — штуцерно-торцевое;
1 — штуцер; 2 — прокладка; 3 —
накидная гайка; 4 — липпель; б — с
уплотнительным металлическим
кольцом; / — корчус; 2 — накидная
гайка; <? — уплотнительное кольцо.
1 В работе принимали участие инженер Т. М.
Бирюков и механик В. М. Коновалов.
металлическим кольцом (рис. 1). В штуцер-
но-торцевом соединении надежное
уплотнение достигалось применением прокладки из
фторопл?ста-4, установленной в замкнутом
пространстве между штуцером и ниппелем с
тем, чтобы при ее сжатии фторопласт не
вытекал (рис. 1, а).
В соединении с уплотнительным
металлическим кольцом использовали кольцо из оло-
вянистой бронзы, которое насаживали на
трубу и прижимали к конусной поверхности
штуцера накидной гайкой (рис. 1, б). Под
действием усилия, создаваемого накидной гайкой,
уплотнительное кольцо деформировалось,
плотно обжимало трубу и обеспечивало
хорошее уплотнение.
Испытания на плотность в условиях
повышенной вибрации проводили на специальном
вибрационном стенде типа «Аскания»,
изготовленном в ГДР. Стенд позволяет
испытывать детали весом до 5 кг при частоте от 10
до 1000 гц и ускорении до 10 g.
Каждое соединение, подлежащее
испытанию, монтировали с двумя или тремя (для
тройника) трубками, на концах которых
укрепляли запорные вентили.
Перед испытанием систему заправляли
фреоном-12 из баллона до давления 9 кгс/см2
и проверяли на плотность. Затем в трубных
соединениях повышали давление до 15 кгс/см2
и проверяли плотность этих соединений.
Для проверки плотности использовали
водяную ванну и галоидный течеискатель ГТИ-3.
До начала испытаний каждую систему
выдерживали под давлением примерно в течение
суток. Давление в системе измеряли
манометром.
Далее систему устанавливали на виброст.ен-
де и в течение часа проверяли при частоте 20,
40, 6G и 80 гц и ускорении 5g. Контролем
служили дополнительные испытания при
частоте 30 гц и ускорении 10 g.
Плотность соединений во время
вибрационных испытаний определяли галоидными тече-
искателем ГТИ-3 и лампой.
Эти два соединения при всех
режимах испытаний показали высокую надежность
уплотнения.
Авторами испытаны также фланцевые
соединения фреоновых трубопроводов, применяю-
5

щихся обычно для труб с условным проходом
5*20 лш [2, 3].
Попытки определить необходимые усилия
затяжки болтов фланцевых соединений с
прокладками из различных материалов делались
неоднократно [4—6]. Однако -в литературе нег
данных об эффективности фланцевых
соединений с прокладками из фторопласта,
работающих в условиях фреоновых холодильных
установок. Для сравнения различных
уплотняющих прокладок нами проведено их
испытание на специальном стенде с
применением жестких пластин соответствующего
размера, имитирующих фланцы. Усилие на
пластины создавалось прессом. Рабочей средой
для получения внутреннего давления служил
фреон-12, а также сжатый азот из баллона.
Схема стенда для испытаний представлена
на рис. 2, а.
Рис. 2. Схема стенда для испытаний
фланцевых соединений фреоновых трубопроводов
(а) и схема усилий, действующих на
прокладку фланцевого соединения (б):
1 — баллон со сжатым азотом; 2 —
редуктор; 3 — запорный вентиль; 4 —
образцовый манометр; 5 — пластины, имитирующие
фланцы; в — гидравлический пресс; 7 —
индикатор деформации прокладки; 8 —
испытываемая прокладка; 9 — баллон с сжатым
фреоном.
Во время опытов прокладки сначала
сжимали прессом, а затем создавали внутреннее
избыточное давление (от 0 до 50 кгс/см2) до
обнаружения неплотностей, о которых можно
было судить по появлению пузырьков
фреона в водяной рубашке, окружающей стыки
уплотнения.
Как показали наши опыты, прокладку
достаточно выдерживать под давлением в
течение 3—5 мин.
После достижения внутреннего давления
50 кгс/см2 последовательно уменьшали
нагрузку, создаваемую прессом, и на каждом
этапе вновь создавали внутреннее избыточное
давление до обнаружения неплотностей.
Полученные в результате испытаний
опытные данные представлены графически на
рис. 3.
р, и з&., кгс/см1
Рис. 3. Зависимость усилия
предварительной затяжки болтов
фланцевых соединений от
внутреннего давления.
Величина общего усилия предварительной
затяжки болтов фланцевых соединений Р0,
после достижения которой зависимость Р0 =
=/(р), где р — внутреннее давление,
становится линейной, названа критической и
обозначена Р*о .
В области, расположенной выше
критического значения усилия Я о ,
характеризующего прокладку, опытные точки практически
располагаются на прямой, проходящей через
начало координат.
Схема усилий, действующих на прокладку
фланцевого соединения, показана на рис. 2, б.
Величины du du и d0 — соответственно
внутренний, наружный и средний диаметры
прокладки (мм), b и б — ширина и толщина
прокладки (мм).
d di±d*_ b=±*-dJ ,
0 2 2
Усилие (кгс), разгружающее прокладку,
*-ч-
Зависимость уплотняющего усилия Pj =
в

= Л>—Ри полученная при испытаниях, в
области Л) > Л) также оказалась линейной.
Были испытаны прокладки из фторопласта,
алюминия, паронита и маслофреоностойкой
резины.
С целью получения для всех прокладок
сопоставимых по величине усилий (кгс/мм)
последние приводились к единице длины средней
окружности прокладки, т. е.
/V
?,= •*
ndn
На рис. 4 представлена зависимость Р0=
= /(/?) для прокладок из различных
материалов.
Рй, кгс/мм
Su
80
1С
S3
5S
i)Q
30
!
1
j
/
4j i ;-
3\
J—т-Ч-
j
i/
1 /\
/1
A^
толщины прокладки б и ее ширины 6. Это
можно проследить по данным испытаний
фторопластовых прокладок. __
На рис. 5 изображена зависимость P0—f(p)
для фторопластовых прокладок различного
сечения (табл. 1). Все прокладки имеют
одинаковый наружный диаметр.
28
2h
20
IS
12
8
0
с/мм
1
\
И/
к
JL
У
г
'h
/
i
12 1S 20 2<
28 32
36
1/0 Ц
^
46
12
*Я
?
52
:<гс/см
Рис. 5. Зависимость Po=f(P) для
фторопластовых прокладок различного сечения (см. табл. I).
Табл ица 1
20 2d
35 W kit W Ы
р,из5мс/см2
Номер
прокладок
2
4
5
6
12
Ь, мм
4
4
2,7
2,6
0,9
Ьщ мм
5,75
10
3,25
5,75
5,3
Рис. 4. Зависимость Po^fip) для прокладок из
различных материалов.
Кривая / показывает зависимость Po=f(p)
для паронитовой прокладки F=1, dH=76,
6=10 мм), кривая 2 — для алюминиевой
прокладки F = 4, dH = 75, 6 = 7 мм), кривая 3 —
для фторопластовой прокладки F = 4, tfH=75,5,
6 = 5,75 мм), кривая 4 — для резиновой
прокладки F=1,1, dH = 75, 6 = 9,5 мм).
Из рис. 4 видно, что наилучшими являются
резиновая и фторопластовая прокладки. Для
достижения герметичности опытного
соединения с этими прокладками уплотняющее
усилие требовалось в несколько раз меньшее, чем
для прокладок из алюминия и паротита.
Испытания показали, что фторопластовые
прокладки можно применять неоднократно,
причем усилия предварительного сжатия при
повторном использовании будут меньше, чем
при первичном.
Величина усилия предварительного сжатия
фланцевого соединения зависит также от
Как видно из рис. 5, прокладки № 2, 5, 6
требуют меньших усилий предварительной
затяжки при соответственно равных внутренних
давлениях.
В качестве характеристики уплотняющего
действия прокладки введем коэффициент
* = А = _?_.
Р *d0p'
На величину k влияют форма и размеры
поперечного сечения прокладок. Испытывали
прокладки, имеющие в сечении круглую,
прямоугольную и ромбовидную формы.
Если обозначить все «критические»
величины значком «*», то получим
P[ = kp*
В то же время
р\=Р1-Р
* <*!
4rf„
A)
B)

Тогда
Р* = -^Т- C)
4^
В уравнении C) критическое давление
выражено через известные величины,
характеризующие прокладку.
Анализ зависимости P0=f(p) показывает,
что до критической точки она может быть
описана уравнением
Ро = Ар", D)
а в области за критической точкой уравнением
P0 = kp + Pl. E)
Значения коэффициентов Ми показателя
степени т по данным испытаний для
некоторых фторопластовых прокладок представлены
в табл. 2.
Табл ица 2
дки
Номер
прокла
1
2
з
1 4
1 5
1 6
1 7
8
^
10
Ь, мм
3,75
5,75
8,0
10,0
3,25
5,75
7,75
3,75
5,9
9,4
Ь, мм
3,55
4,0
4,0
4,0
2,7
2,6
2,75
1,8
1,75
0,95
А
5,5
7,1
3,3
9,04
3,16
1,41
6,7
3,55
9,0
12,6
т
0,2
0,1
0,333
0,22
0,25
0,6
0,25
0,38
0,1
0,167
к
17,9
9,4
19,0
41,5
18,0
11,7 |
21,8 !
19,7
24,8
68
В последнее время на рефрижераторных
рыбопромысловых судах для замораживания
рыбы применяются воздушные конвейерные
морозилки и многоплиточные аппараты.
Основное достоинство воздушных
конвейерных морозилок — высокая механизация и
автоматизация трудоемких процессов уклад-
На основании данных рис. 5 и табл. 2
можно рекомендовать для применения во
фланцевых соединениях холодильных установок
фторопластовые прокладки толщиной 6=3—4 мм
и шириной Ь = 4—6 мм.
Требуемое усилие предварительной затяжки
в зависимости от заданного внутреннего
давления выбирается по графику на рис. 5 или
соответственно по формулам D) или E). В
последнем случае значения коэффициентов А.
т и k берутся по табл. 2.
Проведенные испытания позволяют сделать
вывод о целесообразности применения
фторопластовых прокладок для уплотнения
фланцевых соединений фреоновых систем. Лучшими
являются прокладки толщиной ~4 мм и
шириной 4—6 мм.
Полученные данные можно использовать
для расчета усилий предварительных затяжек
фланцевых соединений с фторопластовыми
прокладками.
ЛИТЕРАТУРА
1. ГОСТ 5890—68. Соединения труб штуцерно-торц&вые.
2. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Т. 1, Госторгиздат, 1960, стр. 309.
3. Комаров Н. С. Справочник холодильщика, 1962.
4. К о в а ч е в а 3. А., К о л я д и н а Н. Г., Е з ж е в А. П.,
Голован Э. Н. Выбор резин для уплотнения
фреоновых холодильных машин. «Холодильная
техника», 1967, № 1.
5. М а к а р о в Г. В. Уплотнительные устройства. М.,
«Машиностроение», 1965.
6. Уплотнения. Под ред. В. К. Житомирского, 1964.
621.565.912
ки рыбы, взвешивания, передвижения блок-
форм и их разгрузки. В плиточных аппаратах
за счет контакта продукта с поверхностью
плиты замораживание происходит
значительно интенсивнее, чем в воздушных морозилках,
но механизировать и автоматизировать
технологические операции в них сложнее.
Современные роторные скороморозильные агрегаты
С. Я. МЕКЕНИЦКИЙ А. Г. ИОНОВ
Институт Гипрохиммонтаж Калининградский технический институт
рыбной промышленности и хозяйства
8

Роторные полуавтоматические
скороморозильные агрегаты MAP удачно сочетают
преимущества обоих типов морозильных
установок: ^воздушных конвейерных морозилок —
непрерывность процесса замораживания,
механизированная загрузка и выгрузка рыбы,
незначительные трудозатраты — и
многоплиточных аппаратов — интенсивный
теплообмен, хорошая подпрессовка, малый расход
электроэнергии.
В настоящее время созданы три
модификации скороморозильного агрегата типа MAP:
МАР-8А (для работы на рассоле), МАР-8АМ
(на рассоле и аммиаке) и АРСА-15 (на
аммиаке). Их техническая характеристика
приведена в табл. 1.
Морозильные агрегаты МАР-8А с 1965 года
успешно эксплуатируются на БМРТ «Гижига»
(АтлантНИРО). Накопленный опыт их
эксплуатации позволил Калининградскому
опытному заводу судового и
рыбообрабатывающего оборудования Минрыбхоза СССР создать
улучшенную модификацию — агрегат
МАР-8АМ (рис. 1).
В конструкцию внесены следующие
изменения:
вместо сварных блок-форм из нержавеющей
стали применены блок-формы из
алюминиевого проката, обладающие высоким
коэффициентом теплопроводности и хорошими
механическими свойствами;
Таблица 1
Показатели
Модификация
МАР-8А МАР-8АМ
АРСА-15

Производительность*, micymxi
Количество блок-
форм, шт
Единовременная
емкость, кг ... .
Температура
охлаждающей среды,
°С
Установленная
мощность
электродвигателя, кзт . .
Габариты, мм
длина . . . .
ширина . . .
высота ....
Вес, кг
6,6
19
836
—35
2,2
3530
3570
2280
7900
8—11
23
1012
-35^
-42
2,2
4345
4000
2360
7500
15
27
1188
-40-2—42
2,2
4300
4200
2750
8000
* Производительность указана при начальной
температуре рыбы 20°С, сретнеконечной
температуре замораживания —18°С (МАР-8А), —25°С
(МАР-8АМ и АРСА-15).
Рис. 1. Скороморозильный агрегат МАР-8АМ: 1 — вал ротора; 2 — привод поворота ротора;
3 — морозильная блок-форма; 4 — загрузочное устройство; 5 — пульты управления.
Зак. 3375

предусмотрен перегружатель
замороженных блоков рыбы;
увеличено количество блок-форм с 19 до 23
(при тех же габаритных размерах).
Улучшены конструкции загрузочного
устройства и механизма раскрытия блок-форм.
Основные узлы агрегата: вал ротора,
морозильные блок-формы, загрузочное
устройство с бункером, дозатором и весами, привод
поворота ротора, пульты управления (гидро- и
электроавтоматика), контрольное
устройство, изоляционный контур и др.
В декабре 1968 г. и феврале 1969 г. на Лие-
пайском рыбоконсервном комбинате были
проведены комплексные технологические
испытания головного образца агрегата
МАР-8АхМ. Цель испытаний — проверка
надежности и работоспособности агрегата,
выявление основных технических характеристик
и рациональных режимов эксплуатации.
Схема подключения агрегата к
холодильной установке изображена на рис. 2. Агрегат
работал на рассоле хлористого кальция и
аммиаке. Циркуляция рассола осуществлялась
насосом производительностью 8 м3/ч. Жидкий
аммиак к агрегату подавался центробежным
насосом производительностью 30 мг/ч
(температура кипения аммиака —40-.—42°С) при
напоре 32 мм вод. ст.
К компрессору
Z
аммиак
рассол
Рис. 2. Схема подключения
скороморозильного агрегата МАР-8АМ к
холодильной установке:
1 — агрегат МАР-8АМ; 2 —
отделитель жидкости; 3 — указатель
уровня; 4 — циркуляционный ресивер
низкого давления; 5 — аммиачный
насос; 6 — испаритель; 7 —
рассольный насос; 8 — аммиачный
фильтр.
На рассоле агрегат проработал 48, на
аммиаке — 110,5 ч. Режимы работы агрегата
приведены в табл. 2.
Таблица 2
Охлаждающая
среда
Температура охлаждающей
среды, °С
на входе в
агрегат tbX
на выходе из
агрегата tQblx

Температурный перепад
Рассол .
Аммиак .
-36
-42,$
-31,5
-40,3
4,5
2,5
Примечание: температура воздуха^ в
изолированном контуре составляла при работе^на
рассоле —25,4, аммиаке —30,2°С.
В процессе работы агрегата на аммиаке
особое внимание обращали на распределение
аммиака по блок-формам. Как показали
испытания, распределение холодильного агента
было равномерным, о чем свидетельствовал
ровный слой инея на блок-формах.
Замораживали салаку, треску и камбалу с
начальной температурой 6—12°С, которые
укладывали перед замораживанием в пакеты из
парафинированной крафт-бумаги.
Продолжительность замораживания регулировали
часовым программным устройством. Температуру
рыбы измеряли прибором типа ПИТ
конструкции ВНИХИ в центральном слое блока на
глубине 30—35 мм в девяти точках (рис. 3).
В табл. 3 приведены температуры в точках
измерений.
На агрегате МАР-8АМ по сравнению с
агрегатом МАР-8А достигнуто сокращение
продолжительности замораживания на 25—30 мин
при одновременном понижении конечной
температуры в центре блока на 8—10°С.
Температурное поле блоков рыбы в основном
равномерное, в пределах — 22-^—30°С.
На продолжительность замораживания и
температуру в центральном слое блока
влияют толщина блока и величина поверхности
контакта рыбы с морозильной плитой,
которые, в свою очередь, зависят от веса и
укладки загружаемой рыбы, ее размеров и
формы.
При испытаниях был установлен наиболее
рациональный вес рыбы, загружаемой в одну
ячейку окантовки, который составил для
мелкой трески и салаки 11 кг, для камбалы 10 кг.
Если вес рыбы, загруженной в ячейку, был
меньше, то площадь контакта рыбы с
морозильной плитой уменьшалась, в результате
образовывались пустоты (очаги), существенно
влиявшие на конечную температуру
замораживания в очаговых местах блока, которая
ю

Рис. 3. Схема измерений температуры в блоке рыбы.
Таблица 3
Охлаждающая
среда
Рассол
Аммиак

Продолжительность
замораживания,
мин
165
150
120
ПО
100
Температура в точках измерений, °С
1
—20,2
—22,5
—20,5
—23,0
—21,0
2
—20,4
—25,5
—20,0
—25,5
—22,0
3
-19,6
—30,2
—16,3
—23,0
, -22,0
4
—22,6
—27,5
—16,5
—22,0
—11,8
5
—30
—30,3
—23,1
-26,0
1 —15,0
6 7
—27,6
—28,5
—23,2
—23,2
—14
—25,4
—27,5
—25,0
—14
—15,0
8
—23,1
—33
—24,2
—11,8
—12
9
—22,5
—31
—21,6
—14,5
—13,7
составляла —6-.— 12°С. При последующем
хранении за счет перераспределения
аккумулированного холода она быстро
выравнивалась. Динамика понижения температуры в
очаговых точках блока рыбы приведена на
рис. 4.
Установлено, что для достижения в центре
блока (рыбы температуры —22 н 24°С
продолжительность замораживания при
охлаждении аммиаком должна быть 120—135, при
рассольном — 165 мин. В этом случае
суточная производительность морозильного
агрегата составит соответственно около 11 и 8 т.
Замороженные блоки имели хорошую под-
прессовку и правильную геометрическую
форму, позволившую упаковывать их в
стандартную тару.
МАР-8АМ может работать беспрерывно в
течение нескольких суток без оттаивания инея,
так как его незначительный слой @,5—1 мм)
не оказывает заметного влияния на
продолжительность замораживания. Время
оттаивания парами аммиака 80 мин.
Агрегат показал высокую надежность в
работе.
Испытания морозильного агрегата МАР-8АМ
создали предпосылки для дальнейшего усо-
t;c
-6
-п
Рис. 4. Динамика понижения температуры в
очаговых точках блока рыбы.
вершенствования агрегатов этого типа:
перевод на охлаждение фреонами — безопасными
холодильными агентами, что имеет большое
значение для рефрижераторных
рыбопромысловых судов.
На выставке «Инрыбпром-68» в Москве
была представлена новая модификация
роторного скороморозильного агрегата АРСА-15.
Агрегат получил высокую оценку отечественных
и зарубежных специалистов.
и

Сопоставление различных типов теплопередающих поверхностей
кожухотрубных конденсаторов
Канд. техн. наук Г. Н. ДАНИЛОВА, канд. техн. наук О. П. ИВАНОВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
621.57.044
Кожухотрубные конденсаторы можно
сопоставлять по методу, предложенному в работах
П, 2].
В настоящей статье изложена сущность
метода с учетом особенностей теплообмена в
конденсаторах и выполнено на его основе
сопоставление эффективности применения
различных трубок и агентов в конденсаторах
холодильных машин.
Для оценки тепловой эффективности
конденсаторов используется энергетический
коэффициент Е, представляющий, отношение
количества переданного тепла Q (вт/м2) к
затрачиваемой на проталкивание воды энергии N
(вт/м2):
_0_
N
0)
Аппараты сравнивают по величине Е,
весовым и габаритным показателям. Можно
проводить сравнение и по величине N при
одинаковых значениях энергетического
коэффициента Е.
Для того чтобы не быть связанными
конкретными величинами Q и размерами
конденсаторов, сравниваем Е и N трубных пучков,
выполненных из различных трубок при
конденсации на них разных агентов с
соответствующими значениями Е и N какого-либо пучка,
выбранного за эталон.
Энергетический коэффициент для
кожухотрубных конденсаторов рассчитывают
следующим образом.
При заданной тепловой производительности
аппарата поверхность определяется удельным
теплосъемом, который зависит от
температуры конденсации, температурного напора,
скорости воды, термических сопротивлений
стенки трубки и загрязнений.
С увеличением скорости воды при прочих
равных условиях повышается теплосъем и
расходуемая на перекачку воды мощность.
Относя тепло и расходуемую мощность к
единице внутренней поверхности трубки,
получим
B)
Здесь qF и NF — удельный теплосъем и
расход мощности на
передвижение воды, вт/м2;
k — коэффициент
теплопередачи, вт/(м2-град)\
От — средний логарифмический
температурный напор.
Коэффициент теплопередачи конденсатора
1 О)
—+ 2.V+ —
ав +ш А/ аал1р
где
2d \
ав — коэффициент теплоотдачи со
стороны воды;
¦ сумма термических
сопротивлении загрязнении и стенки трубки;
аа.пр — коэффициент теплоотдачи со
стороны конденсирующегося агента,
приведенный к внутренней
поверхности.
Мощность NF может быть подсчитана [1, 2]
с учетом сопротивления по длине, местных
сопротивлений на входе в трубку и выходе из нее
по формуле
NP
Ь
h
= 0,125/^+-^- +
' I I
pw\ D)
или
где
«Ь= 4
AF = 0,125 (Ео+0,015) р w\ E)
0,3164
— коэффициент сопротивления
KRe
^2
J
d
трению по длине;
— коэффициент сопротивления
на входе в трубку, равный
1,0;
— коэффициент сопротивления
на выходе из трубки,
равный 0,5;
— относительная длина пучка
(во всех приводимых ниже
расчетах была принята
равной 100);
— внутренний диаметр
трубки, мм;
12

р — плотность воды, кг*сек2/мА;
w — скорость воды в трубках
конденсатора, м/сек.
Таким образом, энергетический
коэффициент конденсатора характеризуется
выражением
4f
. F)
0,125 E0 + 0,015) рге/3
Для определения qF при конденсации фрео-
нов на жучках сребренных трубок иапользуется
методика, изложенная в работе [3] для
расчета qF\ «при конденсации NH? на гладкотрубном
пучке — методика, изложенная в работе [4].
Габаритные и весовые показатели
различных аппаратов сопоставляются при
одинаковых энергетических коэффициентах.
Тогда при одинаковой для различных
пучков производительности аппарата и равных
9т получаем
Q, = Q0; ?<=?<>; ^ = Ы0; G)
Nf0Fo
ИЛИ
(8)
kj ="Fl = QFI = F0
h NF0 qF0 Ft '
Здесь индекс / относится к
рассматриваемому, а 0 — к эталонному пучку. Имея
сопряженные значения мощностей при ?V=?0,
можно найти отношения теплосъема и
поверхностей аппаратов. Для этого необходимо
произвести соответствующие расчеты и построить
графики зависимостей E=f(NF).
Соотношение объемов, занимаемых
конденсаторами,
Ft ч-,
N.
F0W0
(9)
V0 F0 <*[ NFl ©j
Здесь а) — коэффициент компактности,
характеризующий внутреннюю
поверхность теплообмена,
заключенную в 1 м* пространства,
' вн
V
Соотношение общей длины трубок
Fodi
NFOd0
NPldi
Соотношение весов пучка
Oi_ giLi
G0 goLo
NFOgid0
NP
"П Sodi
где g — вес 1 пог. м трубки.
Соотношение стоимости пучка
Bi _ Gfii _ MFOgjd0bi
В0 G0b0 Npi g0di.b0
A0)
A1)
A2)
A3)
где b — стоимость 1 т трубок.
Для стальных трубок 6=1043 руб., для
медных трубок с учетом затрат на накатку 6 =
= 2200 руб.
Если графики зависимостей E=f(NF) в
логарифмической системе координат
изображаются параллельными линиями [2], формулы
A1—13) дадут одинаковые соотношения
поверхностей, объемов и весов во всем
интервале рассматриваемых скоростей воды.
В'противном случае для равных значений Е и
соответствующих им величин сопряженных
мощностей и скоростей воды будут разные
соотношения между поверхностями, весами и
стоимостями сравниваемых пучков.
Такой метод был применен для
сопоставления конденсаторов, составленных из пучков,
характеристика которых дана в табл. 1.
В качестве сопоставляемых трубок были
выбраны:
— медные накатные, исследованные в работе
[5], позволяющие получить высокие
коэффициенты теплоотдачи, причем трубка №3
(табл. 1) по степени о ре б рения и
диаметру близка к отечественной, а трубка № 4
имеет большую степень оребрения;
Табл ица 1
Тип трубок
Диаметр,
•ч
>s
S3
рен
н
>>
S
Ю
*
3
s
>>
л «
ее К
Я 43
ММ
С)
0*
\с
с
с
3
СО
О,
СУ
ю
ев
э
Толщина ре бе
н
«о
ев
ZS
Си
О
а.
W
ef
о
а,
и
р, мм
to
5
Bai
о
<->
о
а.
X
К
Я
03
^
1
¦
си
0
-ч
^
«3
з*
>>
н
t-
св
э 1
N Q
я о
s н «*
Я) Ч ^
а Г?
5?
о»
О
si
<->
<и
1 ю
*»
*
Ь*
Я
ы
о
>>
о.
н
I
II
III
IV
Стальные гладкие
Медные накатные
То же
20
13,2
13,8
16,0
25
16,5
15,9
20,0
21
18,54
29,0
2,0
1,13
2,15
0,3
0,3
0,5
1,1
0,3
0,5
1,7
0,3
0,5
1,25
3,6
3,77
7,62
34
27,0
23,7
37,3
1,36
1,28
1,28
1,28
54,5
57,0
76,5
36,1
1,395
1,38
0,605
1,270
ГОСТ
[61
15
13

Ю"
А
7
3
?
/0*
?5
^ 7
?
5
k
3
2
т
Ш\\
V 0,
1^
/.
2 0,
з о,
»
а
ч о,
5ЦБЩ
) | ;
Ш \|
к 1
.?
2$ч
<-е\
%
ч
к
Ь\
4
Гг
msi г ¦ з и s-s и
MNW
^П^
'ЗМЩм*
<&
61
\
\
| ;
i
i
i
JJ
DJ U 0,3 ОЦ Qp ЦБ Щ 0,1A,3!
Рис. 1. Зависимость E=f(MF):
J 4 5 П8ЭЮ
Hf№M2
а — для трубок согласно табл. 1 (фреоны-12 и ИЗ); б — для стальных трубок; / — фреоны-12
и 113; 2 — фреоны-22, 142 и 11; 3 — фреон-21: 4 — NH3.
Относительный шаг
— медные накатные, широко применяемые в
отечественной практике [6];
— стальные гладкие, используемые в
аммиачной аппаратуре.
Z Z
-— , или —- Взят по г.ра-
дациям отечественных аппаратов.
Холодильными агентами выбраны
фреоны-12, 22, 142, 11, ИЗ, а также фреон-21,
который в последнее время находит применение в
бинарных циклах паросиловых установок.
При сопоставлении приняты следующие
условия работы конденсаторов: скорость
движения воды в трубках конденсатора w=l\ 2;
3 м/сек, температурный напор 0т = 8°С,
термическое сопротивление загрязнений
( —] =0,1 • 10~3 м2 • ч • град\ккал,
температура конденсации ^К = 30°С.
При указанной температуре
рассматриваемые холодильные агенты имеют следующие
D Л Г О2*3
значения комплекса В=Л/ —!—, учитываю-
14
Ю
ВО
50
10
30
Ш
^ю
Рис. 2
Зависимость Nj? = f(w):
О — трубка № 1;
А—трубки №№ 2,
3; D — трубка
N° 4.
1
1
1
1 1
1
НН-4-У
/I
i /
1 Г | Т7
м
ш
in ]/1
i /
П1 /
i /
;/
/Tti '
1 l^'1
i
III !
i
? иг, м/сен

щего влияние физических свойств на процесс
конденсации [3]:
Фре®ны-12, 113 ... . 1100
Фреоны-22, 142, И . . 1340
Фреон-21 1600
NH3 6450
Для всех указанных вариантов были
проведены необходимые расчеты и построены
графики E=f(NF). Пример такого графика дан
на рис. 1. Из графиков следует, что в
рассматриваемом интервале скоростей при заданной
величине 8т=8°С линии E=f(NF) для всех
пучков практически параллельны. Поэтому,
проведя горизонталь через любое значение Е
и опустив из точек пересечения ее с линиями
E=f(NF) вертикаль, можно найти
сопряженные значения NF для различных пучков.
Затем по приведенным формулам (8—13)
выполнено сопоставление по всем показателям
с эталонным пучком. В качестве такового
принят пучок из стальных трубок, на котором
конденсируется фреон-12.
Для нахождения сопряженных скоростей
был использован график, представленный на
рис. 2.
Зависимость NF от w с точностью 10%
оказалась для всех рассмотренных трубок
одинаковой. Результаты сопоставления приведены
в табл. 2.
Таблица 2
Показатели
Отношение внутренних
поверхностей трубок
Отношение объемов пучков
Отношение весов пучков
Отношение общей длины трубок
Отношение стоимостей трубок
Холодильный агент
Фреоны-12 и 113
Фреоны-22, 142 и 11
Фреон-21
NHa
Фреоны-12 и 113
Фреоны-22, 142 и 11
Фреон-21
NH3
Фреоны-12 и 113
Фреоны-22, 142 и 11
Фреон-21
NH3
Фреон-12 и 113
Фреоны-22, 142 и 11
Фре&н-21
NHa
Фреоны-12 и 113
Фреоны-22, 142 и 11
Фреон-21
NH3
'
1,000
0,866
0,763
0,393
1,000
0,866
0,763
0,393
1,000
0,866
0,763
0,393
1,000
0,866
0,763
0,393
1,000
0,866
0,763
0,393
Номера поверхностей
»
0,414
0,393
0,375
—
0,396
0,376
0,358
—
0,620
0,590
0,564
—
0,627
0,595
0,569
—
1,300
1,240
1,180
з
0,400
0,375
0,357
—
0,285
0,267
0,254
—
0,251
0,236
0,224
—
0,580 .
0,544
0,518
—
0,525
0,495
0,47
4
0,357
0,336
0,327
—
0,540
0,508
0,494
—
0,406
0,383
0,372
—
0,446
0,420
0,409
—
0,853
| 0,804
0,780
.
15

Выводы
Влияние свойств агента сказывается лишь в
пучках из гладких стальных трубок. При NF =
=const наиболее эффективны конденсаторы,
работающие на аммиаке.
Для пучков из медных накатных трубок при
^К = 30°С свойства фреона практически не
влияют на показатели аппарата. Лучшие
результаты получены для фреона-21, но они
различаются с худшими (фреон-12) примерно на 10%.
Применение пучков из накатных трубок
приводит к уменьшению поверхности (до 17%) во
фреоновых конденсаторах по сравнению с
гладкотрубным пучком, работающим на
аммиаке.
Наиболее компактен пучок, составленный из
трубок № 3. Он занимает объем на 40%
меньше объема пуч'.ка из отечественных накатных
трубок № 2.
Применение трубок № 3 дает значительную
экономию в весовых характеристиках
конденсатора. Для конденсаторов, работающих на
фреоне-22, вес пучка, изготовленного из таких
трубок, примерно вдвое меньше, чем пучка из
отечественных накатных трубок. Это
обусловлено меньшей толщиной стенки и большим
коэффициентом теплоотдачи трубки № 3.
В кожухотрубных аппаратах фреоновых
холодильных установок широко применяются
трубки с низкими ребрами. Поскольку на их
изготовление идут обычно дорогостоящие
материалы (медь, мельхиор), возникает
необходимость создания наиболее оптимальной
сточки зрения теплообмена, весовых и габаритных
показателей ребристой трубчатой поверхности.
Данному вопросу были посвящены работы
[1—5], в которых, кроме работы [2], было
отмечено увеличение коэффициентов теплоотдачи
при кипении на ребристых трубчатых
поверхностях по сравнению с гладкими. Однако
различие в условиях постановки опытов и
ограниченность экспериментальных данных не по-
Использование трубок с большей степенью
оребрения, чем ер=3,6—4,0. нецелесообразно,
что видно из сопоставления, проведенного для
пучков из трубок № 4.
Стоимость пучков из трубок № 2 выше всех
остальных. Наименьшая стоимость у пучков
из трубок № 3.
В соответствии с выполненным
сопоставлением можно рекомендовать для
кожухотрубных фреоновых конденсаторов трубки № 3.
ЛИТЕРАТУРА
1. Антуфьев В. М., Гусев Е. К. Определение
оптимальных скоростей двухстороннего газового
потока по энергетическим характеристикам. Труды ЛТП
ЦБП, вып. 11, Гослесбумиздат, 1962.
2. Данилова Г. Н., Иванов О. П. Сопоставление
тепловой эффективности, весов и габаритов
кожухотрубных испарителей холодильных установок.
Известия ВУЗов, № 12. М., «Энергетика», 1966.
3. Д а н и л о в а Г. Н., Иванов О. П., X и ж н я-
,ков С. В. О методике расчета коэффициента
теплоотдачи при конденсации ф.реонов на пучке ореб-
ренных труб. «Холодильная техника», 1968, № 6.
4. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Т. I. M., Госторгиздат, 1960.
5. Henrici H. «Kaltetechnik», 1963, Bd. 15, Н. 8.
6. Вайнштейн В. Д. К расчету теплообмена во
фреоновых аппаратах с накатанными трубами.
«Холодильная техника», 1966, № 5.
536.24:621.9 — 462
зволяют сделать окончательных выводов об
оптимизации ребристой поверхности
теплообмена.
В настоящей статье изложены результаты
экспериментальных данных по кипению
чистого фреона-12 на горизонтальных гладкой к
трех ребристых трубках с различной
геометрией оребрения, а также смеси фреона-12 с
маслом ХФ-12 на одной ребристой трубке.
Геометрические параметры
экспериментальных трубок представлены в табл. 1.
В табл. 1 d0 — основной диаметр трубок,
Du — наружный диаметр ребра, dml —
внутренний диаметр трубок, 5Р — шаг ребер, а —
угол ребра, б0 — толщина ребра у его основа-
Исследование теплообмена при кипении фреона-12 на гладкой
и ребристых трубках
В. А. ДЮНДИН
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
16

Таблица 1
Помер трубки
I 1
2
3
4
Тип трубки
Гладкая
Накатная ....
То же
С прямыми
круглыми ребрами
3
^
•^
16,5
13,7
17,55
3
•Q
1 12
13,2
11,9
12
3
116
21
16,7
24,475
1
«о
2
1,24
1,413
«
35
20
«о*
1,5
0,8
0,85
1
«о
0,3
0,2
J 0,85
и
«о
0,9
0,5
0,85
о
0,0503
10,145
0,153
0,39
о
с
X ^
ал сГ
0,0377
0,0415
0,0374
0,0377
¦^вн
| 1,34
3,5
4,1
10,35
G
кг[м2
15,6
9,5
3,08
7,65
1, м
0,4
0,4
0,388
0,4
ния, 6Т — толщина торца ребра, 6Ср —
средняя толщина ребра, Fu — полная наружная
поверхность трубок, FBK —внутренняя
(поверхность трубок, G — вес 1 пог. м трубок, / —
длина экспериментального участка.
Из исследованных трубок трубка № 2 в
настоящее время применяется в отечественном
аппаратостроении. Трубку № 3, технология
изготовления которой разработана во ВНИИхо-
лодмаше, предполагается использовать в ко-
жухотрубных теплообменных аппаратах
вместо трубки № 2.
Для проведения опытов была создана
экспериментальная установка (рис. 1).
Кипятильник с экспериментальной трубкой и
конденсатор КТР-4М связаны жидкостным и паровым
трубопроводами. По трубкам конденсатора
циркулирует охлажденный вспомогательной
машиной 50%-ный водный раствор этиленгли-
коля. Перед подачей в конденсатор этиленгли-
коль термостатируют, что позволяет
поддерживать постоянную температуру кипения в
кипятильнике.
Кипятильник выполнен из стальной трубки
диаметром 200x10 мм и длиной 410 мм с
двумя фланцами, в которых размещены сальники
для ввода экспериментальных трубок и
вывода термопар. На его корпусе находятся три
смотровых окна для визуального наблюдения
за процессом кипения.
Рис. 1. Экспериментальная установка:
1 — термостат; 2 — центробежный насос; 3 — конденсатор; 4 — смотровые окна; 5 — паровой
трубопровод; 6 — манометр; 7 — кипятильник; 8 — трубки для термопар; 9 — изоляция; 10 —
экспериментальная трубка; 11 — ваттметр; 12 — автотрансформатор РНО-250-10; 13 — трансформатор; 14 —
жидкостный трубопровод; 15 — компрессорно-конденсаторный агрегат; 16 — центробежный погружной
насос; 17 — испаритель.
3 Зак. 3373
17

Экспериментальные трубки имеют рабочий
участок длиной 388—400 мм и два гладких
участка для ввода трубок в кипятильник
через сальниковые уплотнения. Внутри каждой
трубки находится электронагреватель,
центрированный по ее оси. На поверхности
экспериментальных трубок профрезерованы канавки
длиной 40, шириной 0,5 и глубиной 0,6 мм для
заделки термопар. Спаи термопар припаивали
на дне канавок, затем прокладывали по
канавкам провода термопар и тщательно заче-
канивали сверху вкладышами.
Для замера температуры пара, жидкости и
поверхности трубок в основании ребер
применены медь-константановые термопары с
диаметром провода 0,2 мм по компенсационной
схеме с использованием потенциометра Р-306
класса 0,015, зеркального гальванометра
М17/1 и нормального элемента II класса.
Электронагреватель экспериментальной
трубки питается от сети переменного тока
через автотрансформатор РНО-250-10.
Потребляемую электронагревателем мощность
измеряли ваттметром типа Д506 класса 0,2.
Давление кипения контролировали образцовым
манометром класса 0,4 с ценой деления
0,1 кг/см2. Перед проведением опытов
экспериментальные трубки были тщательно
обезжирены и очищены.
Для прирабатывания поверхности перед
проведением основной серии опытов каждая
экспериментальная трубка работала в течени?
двух суток.
Экспериментальная установка позволила
провести опыты в диапазоне тепловых
нагрузок 9=500—20000 вт/м2 (для гладкой трубки
9=500—40000) и температур кипения tQ =
= — 30ч- + 20°С.
При обработке полученных данных за
температуру кипения принимали температуру,
измеренную двумя термопарами,
расположенными в паровом пространстве, показания
которых контролировали -образцовым
манометром.
За температуру поверхности tCT принимали
среднюю из результатов измерения четырех
термопар, расположенных в четырех точках
центрального сечения. Для контроля торцевых
потерь вдоль экспериментальных трубок
были заделаны еще 3—4 термопары. Как
показали измерения, всегда имелся центральный
участок длиной не менее 250 мм с одинаковой
.
*t=J
сз
8-
\
Б
*сэ
to*
9
Л
7
S
Л
+
3
8
7
8
5
k
3
\
L
'>
'
L_.J_
Hi 2r
m\
ф
V?
ь У
'<>S
гЛл
jT'ljr
\/k<
L
%s^
•J
^v
' ,
4V
V
о,г1
)
A
,/?
3\
s&
^v
r*
Z<rt
,tfs !
z*
У
i
! |
i '
11
i i
! 1
1
j ,
1 1
j '
1
! i
i 3 4 5 S 7 8 3W3
3 4 5 S 7 8 310* г 3 <t(ifimlHl
18
Рис. 2. Зависимость a=f(q) при кипении фреона-12 на гладкой трубке N° 1.

°§ 6
*§• 5
ъ
Я3
9
8
7
6
5
1
1
1
\
<**
%
S
S
У^
! !
i 1
„1 .1
1
9 Jr[
\
Л s,S%S
«!^%ft
3
^9П
Си
^
Й
к>
S
'
ч
3
10*
9
8
7
В
5
3
I !
1
\to"i
1 ьи
—I—г
[
**й
МО.
я*Л
V^
'Ч/1^
10
20
**Л:
хи?
^«
^
Tfyf
*\<s
р*
<?
3*58 7 8 9103
Z
5
J * 5 6 7 8 910*
Z tf76m/M2
Рис. З. Зависимость a = f(q):
при кипении фреона-12 на ребристой трубке № 2; б — при кипении смеси
фреона-12 и масла ХФ-12 на ребристой трубке № 2.
температурой поверхности. Это позволяет не
учитывать торцевые потер-и при обработке
опытных данных.
Мощность электронагревателя W,
измеренную ваттметром, относили к полной наружной
поверхности оребренного рабочего участка
<) =
Коэффициент теплоотдачи а (вт/(м2»град)
рассчитывали по формуле
Чтобы исключить влияние гистерезиса,
нагрузку на экспериментальную трубку
изменяли от максимальной до минимальной.
Результаты опытов по кипению чистого
фреона-12 на всех экспериментальных трубках
представлены на рис. 2—4, а на рис. 3, б —
опытные данные по кипению смеси фреона-12
и масла ХФ-12 с содержанием масла в смеси
8% по весу.
з*
19

Z ? <* 5 6 78 9W3 I 3 ч 5 6 7 8910ц 2д,Шм2
а
W1 г 3 к 5 6 7 в 9 Ю3 2 3 <* 5 д.бт/н*
5
Рис. 4. Зависимость a=f(q) при кипении фреона-12 на
ребристых трубках № 3 (а) и № 4 (б).
Как показывают графики, коэффициенты
теплоотдачи при кипении фреона-12 на
ребристой поверхности ар значительно выше, чем на
гладкой агл, что видно также из табл. 2.
Отношение для исследованных трубок
агл
возрастает с уменьшением теплового потока и
понижением температуры кипения, особенно
оно велико в условиях, характерных для
работы испарителей холодильных машин.
Увеличение интенсивности теплоотдачи при
кипении на оребренных трубках связано, по-
видимому, со своеобразием условий
возникновения, роста и отрыва пузырей по
сравнению с гладкими. Как показали визуальные
наблюдения, процесс кипения на ребристой
поверхности продолжается при меньших
температурных напорах, чем на гладкой.
Вероятно, это связано с тем, что на ребристой
поверхности б связи с особенностями
теплообмена и гидродинамики создаются более бла-
20
Таблица 2
si
2
3
4
2
3
4
1 Отношение для различных
-30
1,78
1,78
2,36
1,58
1,6
2,4
агл
to ГС)
[ -20 | -10
температур кипения
1 10
при q — 3000 вт'м2
1,555 I 1,48
1,82 —
2,245 J 2,08
при q = 6000 вт'
1,4
1,58
2,12
1,34
—
1,865
1,05
1,59
-
м1
0,98
1,32
"
20
1,095
1,57
1,19
1,04
1,365
1,08
гоприятные условия для задержания
зародышей, обеспечивающих возникновение и рост
паровых пузырей.
Зарождение пузырей происходит у
основания ребер. Можно предположить, что в местах
соединения ребер с трубкой имеется
наибольший перегрев жидкости и они хуже
смачиваются жидкостью. Именно на этих участках
адсорбируются нерастворенные газы, служащие
центрами парообразования в начале процесса
и при отрыве паровой фазы от поверхности
при стабилизированном кипении. При наличии
хотя бы одного центра парообразования
улучшаются по сравнению с гладкой
поверхностью условия распространения процесса
кипения на всю оребренную поверхность.
Кроме того, вследствие небольшого объема,
жидкости, заключенной в межреберных
участках, обеспечивается больший перегрев
жидкости, что приводит к увеличению толщины
перегретого слоя. При определенном соотношении
между величинами q и S вся заключенная
между ребрами жидкость может оказаться
перегретой. При этом в работу могут вступать
центры с большим радиусом кривизны и
улучшаются условия роста пузырей.
При достаточно малых расстояниях между
ребрами в процессе роста и подьема пузыря
происходит сильное испарение жидкости в
пузырь из тонкого слоя перегретой жидкости,
заключенной между ним и ребром [6]. Все эти
явления приводят к тому, что на ребристой
поверхности пузырь может вырасти до
размеров, больших, чем на гладкой.
На интенсификацию процесса теплообмена
на ребристой повеохности существенное
влияние должна оказывать также гидродинамика
процесса. Ограничение ребрами объемов
жидкости может вызвать своеобразные
турбулентные пульсации при росте, отрыве ,и подъеме

пузырей, которые, в свою очередь, могут
влиять на условия зарождения и роста пузырей
и усиливать интенсивность теплообмена. Тур-
булизирующее воздействие должно
сказываться более сильно с понижениеси температуры
кипения вследствие увеличения вязкости
жидкости. Влияние турбулизации и перегрева
жидкости должно усиливаться при
уменьшении расстояния между ребрами.
На основании высказанных соображений и
опытных данных можно предположить, что
низкоребристые трубы для испарителей
холодильных машин, работающих на фреоне-12 в
диапазоне tQ = 0-.—30°С, целесообразно
делать с расстоянием между ребрами 0,3—
0,5 мм, которое соизмеримо с величинами
отрывных диаметров пузырей в этих условиях.
Этот вывод об увеличении интенсивности
теплообмена при уменьшении расстояния
между ребрами согласуется с данными работы
[5]. Однако, как показывают данные [3, 4], с
ростом тепловой нагрузки ухудшается удаление
паровых пузырей из межреберных участков,
что, в свою очередь, должно уменьшить
коэффициенты теплоотдачи. Это подтверждается
опытными данными для трубки № 4.
Как видно из табл. 2, трубка № 4, имеющая
наименьшее расстояние между ребрами,
наиболее эффективна по сравнению с трубками
№ 2 и 3 при низких температурах кипения. Ее
преимущества уменьшаются с повышением
температуры кипения. Это явление говорит о
том, что для данной трубки влияние
«запаривания» поверхности теплообмена оказывается
более значительным. На возможность
«запаривания» указывает и тот факт, что для
трубки № 4 коэффициенты теплоотдачи
становятся соизмеримыми между собой для разных
температур кипения и с величинами
коэффициентов для гладкой трубки при нагрузках
значительно более низких, чем у "оубок № 2
и 3.
В общем случае при кипении нг. ребристых
поверхностях теплообмен зависит эт
взаимного влияния обоих этих факторов (с одной
стороны — улучшение теплообмена, : другой —
возможное «запаривание» поверхности),
которые во многом определяются расстоянием
между ребрами и высотой ребра. Толщина
ребра существенного влияния на теплообмен
не должна оказывать, поскольку трубки
изготовляют из меди, обладающей высокой
теплопроводностью, и эффективность ребер близка
к 1. Поэтому толщину ребра следует,
вероятно, выбирать наименьшей по технологическим
условиям производства, учитывая, однако, что
ее уменьшение скажется существенно на
развитии поверхности.
Исследованные трубки имели разнотипную
геометрию оребрения. Трубки № 2 и 3 были
накатаны, а трубка № 4 нарезана на токарно-
винторезном станке. Шероховатость
поверхности была измерена только для гладкой трубки
и составила /?z = 3,4 мкм. Поскольку возможно
быстрое распространение процесса кипения по
всей поверхности ребристой трубки при
наличии минимального числа действующих
центров в момент возникновения кипения, можно
предположить, что влияние шероховатости з
этом случае будет сказываться только при
очень малых нагрузках и в меньшей степени,
чем для гладких трубок.
Опытные данные по кипению фреона-12
хорошо аппроксимируются зависимостями типа
a=Aqn в области развитого кипения.
Значения п и А для разных температур кипения
приведены в табл. 3.
Таблица 3
Номер
трубки
1
2
! 3
4
Значения величин п (в числителе) и Л (в знаменателе)
для различных температур кипения t0 (°C)
-30
0,77
1,145
0,6
7,85
0,62
6,7
0,77
2,72
-20
0,76
1,54
0,6
8,61
0,54
16,2
0,68
6,54
-10 | -5 | 0 j 10 1 20
0,74
2,11
0,6
9,73
0,46
21,4
0,62
11,47
0,73
2,96
0,46
48
0,69
5,4
0,6
11,57
0,46
53,2
0,67
7,23
0,6
13,64
0,46
61,4
0,53
26,7
Как показали опытные данные, при кипении
маслофреоловой смеси наблюдается
обратная зависимое!ь коэффициентов теплоотдачи
от давления. Аналогичная картина для
кипения на медной горизонтальной пластине была
отмечена ранее [7]. Вероятно, это явление
можно объяснить тем, что при таких
концентрациях масла улучшение теплоотдачи за счет
вспенивания маслофреоновой смеси при
низких температурах кипения t0 сказывается
более существенно, чем факторы, ухудшающие
теплоотдачу с понижением t0.
Для окончательных выводов по выбору
оптимальной поверхности оребрения трубчатых
поверхностей необходимы исследования,
которые позволили бы выявить влияние таких
геометрических параметров ребер, как шаг и
высота, на условия теплообмена при различных
t0 и q. Такая работа проводится в настоящее
время в ЛТИХП.
21

Выводы
Коэффициенты теплоотдачи при кипении
фреона-12 на медной оребренной трубке
больше, чем на гладкой. Степень 'повышения а
зависит от геометрии оребрения и уменьшается с
увеличением /0 и q.
Влияние давления и теплового потока на
коэффициенты теплоотдачи для оребренной
трубки меньше, чем для гладкой.
Уменьшение расстояния между ребрами
интенсифицирует процесс теплообмена в области
малых и средних нагрузок. С повышением
нагрузок усиливается влияние «запаривания» по-
верхности, что приводит к ухудшению
теплообмена.
При кипении 8%-ной смеси фреона-12 с
маслом ХФ-12 на оребренной медной трубке № 2
коэффициенты теплоотдачи с понижением
давления увеличиваются. Степень влияния
давления невелика.
Выбор наиболее эффективных систем и
элементов охлаждения, разработка методов
автоматического регулирования, оптимизация
режимов работы холодильных машин на основе
технико-экономического анализа связаны с
расчетами большого числа вариантов.
Решение этих задач обычно применяемым
способом с использованием таблиц или
диаграмм требует значительных затрат времени.
В настоящей статье излагается метод
составления алгоритма программы для
многовариантного расчета холодильных циклов
применительно к фреону-12 с помощью
быстродействующих электронно-вычислительных
машин (ЭВМ), разработанный авторами на
основе непосредственного использования
уравнений состояния рабочего вещества, кривой
упругости пара, удельного объема насыщен-
22
Из исследованных ребристых трубок
наиболее эффективны по весовым, габаритным и
теплотехническим показателям трубки № Зи4.
ЛИТЕРАТУРА
1. Myers I. Е., Katz D. L. «Refrig. Engng.», 1952,
Vol. 60, No. 1.
2. Чернобыльский И. И., Р а т и а н и В. Г.
Экспериментальное исследование коэффициента
теплоотдачи при кипении фреона-12 в большом объеме.
«Холодильная техника», 1955, № 3.
3. Горенфло Д. Доклад на XII Международном
конгрессе по холоду в Мадриде, 1967.
4. Gorenflo D. «Chem. — Ing. Techn»., 1968, Bd. 40,
Nr. 15.
5. SchrothH. H. «Luft- und Kaitetechnik», 1968,
Bd. 4, Nr. 5.
6. Данилова Г. Н. Теплообмен при кипении фрео-
нов. Докторская диссертация. Л., ЛТИХП, 1968.
7. Stephan К. «Kaitetechnik — Klimatisierung», 1964,
Bd. 16, Nr. 6.
621.572:681.142.2
ной жидкости, теплоемкости идеального газа
и теплоемкости жидкости.
Термодинамические зависимости фреона-12,
необходимые для составления алгоритма
и программ расчета цикла
Термодинамические свойства фреона-12
изучались рядом исследователей [1—3]. На основе
анализа и обработки экспериментальных
данных в лаборатории технической физики
ВНИХИ составлены зависимости для
фреона-12, использованные в этой работе [4].
Уравнение состояния с вириальными
коэффициентами теоретически наиболее обосновано в
работах [5—7]. Область перегретого пара в
форме вириального разложения по степеням р
представлена уравнением
a = ao + aiT+p,i|). A)
Расчет холодильных циклов фреона-12 на быстродействующей электронной
'• ^ вычислительной машине
Доктор техн. наук, проф. Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД, И. Д. ВОРОБЬЕВ
Институт теплофизики Сибирского отделения АН СССР

pv
ш = ^Р
Здесь °— — — безразмерный комплекс;
oto, си, p — функции приведенной плотности
-^-; ф — функция приведенной температу-
_ т
ры т— — (.индекс «iKp» относится к пара-
* кр
метрам рабочего вещества в критической
точке).
Для фреона-12 получены следующие
значения функций а<ь аь Р и -ф:
а0 = 2 а/ ю' = - 2,11038 а> + 0,746074 со2 +
+ 0,436271 (о3 —0,604ш*;
а1 = 1+2 */ш' = 1+ 1,086724а)-
- 0,353535 со2 - 0,325148 со3 + 0,451826 а>4.
р = 2 с,»' = ОД 17273 а) + 0,05636025 со2 —
— 0,0918033 о3 + 0,12466 <
Уравнение A) наиболее целесообразно для
расчета на ЭВМ, так как элементарные
функции <хо, си и р представляют собой многочлены,
удобные для программирования.
Кривую давления пара рассчитывают по
уравнению
\ър = А — — + ClnT+DT».
B)
Для фреона-12 п=6. Температурную
область разбили на два участка с интервалами
температур —100-=—10°С и г-10-М12°С.
Значения коэффициентов для каждого из них
приведены в табл. 1.
Таблица 1
Интервал
температур, °С
— 100-= 10
1 — 10—+П2
А
42,54304
31,719950
Коэффициент
В
3682,9396
3302,377
с
—4,98966
—3,30
D
1,917487-10"6
0,72965-106
Удельный вес кипящей жидкости описывается
уравнением
1
Т,= ^г = Тк + а0(Г-Гк) + 60(Гк-ГI/3, C)
где а0 = 0,974879, 60=0,159203.
Теплоемкость идеального газа находят по
формуле
с™ = %djP = 0,0030945+5,987926 * 19~4 т —
- 7,821023 • 10 Г + 39,21221 . 101 Г3. D)
Теплоту парообразования рассчитывают по
уравнению Клапейрона — Клаузиуса:
r = AT(v" — v')-&-.
dT
Используя формулу B), можно представить
последнее выражение в следующем виде:
г = Л/,(^ + С + /Ю»)(^-*'), E)
Уравнения для энтальпии и энтропии
перегретого пара получают в результате
интегрирования основных дифференциальных
соотношений, связывающих термические и
калорические величины, из системы уравнений A) и
D). Константы интегрирования определяли
при /=0°С, /'=100, s'=l.
+
п
м1
+
bi
+ ^-GV_Mu><)
+ (AR + d0)(T-M)+
+2^тг(г/+1-ж;+1)+100+го-
y=i J +
F)
где
Hi
V"
¦=L(«J-«0 +
23

CiirK
./+1
/
pl+l
M
i+1
G)
Здесь (o0 = -?_, г0 = r,=0) Л1 = 273,15.
vt=o
Энтальпия и энтропия кипящей жидкости
находятся из уравнений
i'=i"—r, (8)
Т
(9)
Расчет холодильного цикла на ЭВМ
Приводим расчет теоретического цикла
одноступенчатой паровой холодильной машины
с охлаждением жидкости перед регулирующим
вентилем и адиабатическим сжатием слегка
перегретого пара, представленный в /, р-диа-
грамме на рис. 1.
Для расчета цикла необходимо задать
четыре основные температуры: кипения t0f
конденсации ^о перегрева паров t\ и охлаждения
жидкости внешним источником tu. В частности,
расчет проводился при заданных постоянных
/К=30°С и tu = 2b°Ct t0 изменялась от —30 до
+ 15°С (шаг 5°С), tx = t0 + 15°С.
Блок-схема расчета холодильного цикла
изображена на рис. 2. Исходные данные
содержат коэффициенты уравнений A—7), газовую
постоянную R кгс • м/(кгс • °К), механический
эквивалент тепла А ккал\\кгс • м)у константу
М = 273,15 и значения параметров в
критической точке.
Термодинамические параметры в узловых
точках цикла вычисляют путем
последовательного решения уравнений A—9) либо
системы некоторых из них в соответствии с блок-
схемой.
Н
Например, параметры в точке 2 (со2, t2t h)
вычисляют последовательно по системе
уравнений A), F) и G). Вначале из уравнений
A) и G) методом Ньютона [8] определяют
0J и t2 при заранее вычисленных значениях р
И S\.
Быстрота сходимости итерационного
процесса во многом зависит от выбора начального
приближения отыскиваемых параметров. Если
в качестве первого приближения взять
значения
да=си
Of):
:оJ,, то время расчета
на ЭВМ значительно увеличивается.
Используя свойства фреона-12, можно
составить уравнение, связывающее р, s{ и 4
в области перегретого пара:
Подставляя в него зависимость p=f(t),
получим
По уравнению A0) определяют первое
приближение^ , которое уточняется в процессе
итераций, в связи с этим оно должно быть по
возможности простым.
вдод исходных данных
Вычисление р5Ь.о,Щ,*и,Го
^
Вычисление рн, шг/
Вычисление p0,a)s, tB
Вычисление co1t Lh
Вычисление
Ри,<*>уЛз«>Ц,'>,г{Ни,
faPlT
tu+h.
Рис. 1. i, /7-диаграмма теоретического цикла
холодильной машины.
Рис. 2. Блок-схема расчета холодильного
цикла.
24

Для рассматриваемого цикла фреона-12оно
имеет вид:
4°)= -66,26 + 2,0466 • 103 (sx - 1,1) + 1,0987/.
Последнее уравнение справедливо для
интервала температур 0—112°С. Подставляя
значения 40) и р в уравнение A), методом
касательных находят первое приближение для
приведенной плотности т \
Такой метод обеспечивает быструю
сходимость процесса нахождения сог и t2. По
полученным величинам о>2 и t2 путем подстановки
их в формулу F) определяют /2.
В результате расчета определили тепловые
потоки на 1 кг рабочего вещества в
испарителе <7<ъ в конденсаторе qKt в охладителе #ш в
регенераторе #р> а также работу компрессора
А1, холодильный коэффициент е, теоретическую
объемную 'Производительность qv и
теоретическое среднее индикаторное давление р\Т
(табл. 2).
Т а б л и ц а 2
Показатели
Температура /с, °С
Тепловой поток
в испарителе qQ> ккал\я
в конденсаторе qK,
ккал\кг '.;
в охладителе qnt ккал\кг
в регенераторе #р,
ккал'кг
Работа компрессора А1,
ккал\кг
Холодильный коэффициент г
Теоретическая объемная хо-
лодопроизводительность
qv, ккал1м*
Теоретическое среднее
индикаторное давление piT,
v ama
~зо
-25
-20
-15
-10
10
31,365
37,106
1,198
2,084
9,023
3,476
183,570
2,255
31,989
36,760
1,198
2,119
8,088
3,955
227,510
2,456
32,610
36,453
1,198
2,154
7,195
4,533
279,440
2,632
33,229
36,183
1,198
2,190
6,341
5,241
C40,360
2,773
33,845
35,944
1,198
2,226
5,523
6,128
411,380
2,866
34,465
35,734
1,198
2,264
4,739
7,271
493,580
2,898
35,064
35,548
1,198
2,303
3,984
8,802
586,490
2,855
35,666
35,383
1,198
2,342
3,257
10,950
697,330
2,719
36,262
35,238
1,198
2,384
2,558
14,180
821,570
2,474
15
36,851
35,111
1,198
2,426
1,883
19,570
962,780
2,101
№
Теоретические характеристики холодильной
машины, работающей на фреоне-12, с
вышеприведенным циклом (при коэффициентах
подачи и индикаторном, равных 1) показаны на
рис. 3.
Программа для электронной
вычислительной машины М-20 или М-220 составлена на
универсальном алгоритмическом языке
АЛГОЛ-60. Она предусматривает
варьирование задаваемых температур: кипения от to
до /о2) с шагом Л3; конденсации от 41} до 4}
с шагом hA\ охлаждения от $ до tf?} с шагом
h{; перегрева сухих паров от ^1}до t\] с
шагом h2.
Программа -включает семь наиболее часто
встречающихся в процессе расчета операций
(подпрограмм): определение давления
насыщения по заданной температуре по уравнению
B), приведенной плотности при заданных
температуре и давлении по уравнению A),
удельного объема кипящей жидкости по уравнению
C), теплоты парообразования по уравнению
5 «
ь-
f 007
t
^ woo
1 800
1 son
1
I ш
¦8
1
.| №
Ч тп
зп я -го -is -to 5 о s
Температура «ипенця tn V*
Рис. 3. Теоретические характеристики
холодильной машины, работающей на
фреоне-12.
4 Зак. 3375
25

E), энтальпии в области насыщенного и
перегретого пара по уравнению F), энтропии в
области перегретого и насыщенного пара по
уравнению G), температуры и приведенной
плотности в области перегретого пара по
системе уравнений A) и G).
Если в качестве рабочего выбрано вещество,
состояние которого описывается уравнениями
A—4), то программа расчета остается
прежней, меняются только вводимые величины.
Выводы
Рекомендуется метод многовариантного
расчета тепловых потоков холодильного цикла и
характеристик холодильной машины с
помощью ЭВМ вместо обычно применяемого
способа расчета циклов по энтальпийным
диаграммам и таблицам. Для расчета по
программе необходимо задать цикл рабочего
вещества, температуры кипения и конденсации,
а также температуры перед регулирующим
вентилем и компрессором. При этом
термодинамические свойства рабочего вещества
определяются уравнениями состояния, кривой
упругости пара, удельного объема насыщенной
жидкости, теплоемкости жидкости и
идеального газа.
Термодинамические циклы малых
холодильных машин обладают некоторыми
существенными отличиями от циклов машин с
компрессором большой холодопроизводительности
[1—4]. В первую очередь, к этим особенностям
относятся влияние подогрева всасываемого
пара во встроенном электродвигателе
герметичного или бессальникового компрессора
[5], работа компрессоров влажным ходом и
значительно более сильное влияние конечной
разности температур в конденсаторе и
испарителе.
Работа герметичного компрессора
влажным ходом
В теоретическом цикле холодильной
машины с открытым компрессором, работающим
влажным ходом (рис. 1, а), в цилиндр
компрессора входит влажный пар и адиабатиче-
Используя полученную программу, можно
рассчитывать более сложные циклы, а также
тепловые насосы. Могут быть также
рассчитаны действительные характеристики
холодильной машины, если известны основные
закономерности, определяющие коэффициенты
подачи, индикаторный коэффициент и др., что
необходимо для учета действительных потерь.
ЛИТЕРАТУРА
1. Мс. Н а г n e s s R. С, Е i s e m a n В. I., M a r t i n J. J.
«Refrig. Eng.», 1955, vol. 63, No. Э.
2. Цойман Г. И. Уравнение состояния дифторди-
хлорметана (фреона-12), ИФЖ, 1963, т. 6, № 7.
3. В a eh г Н. D., Hicken E. «Kaltetechnik», 1965,
Bd. 17, Nr. 5.
4. Перельштейн И. И. В сб.: «Новые
исследования в области холодильной техники», М., [ВНИХИ],
1967.
5. Kamerling Onnes, Comm H. Leiden. № 71,
№ 74, 1901.
6. Боголюбов Н. Н. Проблемы динамической теп-
рии в статистической физике. М.—Л. Гостехиздат,
1946.
7. В а с с е р м а н А. А., Казавчинскмй Я. 3.,
Рабинович В. А. Теплофизические свойства
воздуха и его компонентов. М., «Наука», 1966.
8. Д ем и до ви ч Б. П., Марон И. А. Основы
вычислительной математики. М., «Наука», 1966.
621.572
т\
1 ¦/
У \
\
\
«*'
Тн
Ь
\
5
V
г
i'k,) A
/"i
j
a S 5 S
Рис. 1. Циклы холодильной машины, работающей
влажным ходом:
а — машина с открытым компрессором; б — машина
с герметичным компрессором.
ски сжимается до состояния сухого
насыщенного пара (процесс 1—2). При работе сухим
ходом сжатие начинается в точке V и проис-
Некоторые особенности термодинамических циклов малых холодильных
^ машин
Канд. техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
26

ходит в области перегретого пара. При этом
возрастает холодопроизводительность 1 кг
холодильного агента, но вместе с тем
увеличивается и работа сжатия. Изменение
показателей цикла при переходе к сухому ходу зависит
от свойств холодильного агента.
В аммиачной машине при работе сухим
ходом холодильный коэффициент снижается на
8—9%, в углекислотной машине, наоборот,
повышается на 1—4% в зависимости от
температуры границ цикла [1]. Расчеты
показывают, что при работе на фреонах-12 и 22 сухой
и влажный ход в машине с открытым
компрессором практически равноценны, а на фре-
оне-502 сухой ход повышает холодильный
коэффициент на 2—3%.
Но попадание жидкости в цилиндры
компрессора приводит к резкому снижению его
рабочих коэффициентов. Кроме того, в этом
случае появляется опасность аварии
вследствие гидравлического удара. Поэтому работа
аммиачных компрессоров влажным ходом не-
допустима.
Циклы машин с герметичным компрессором
существенно отличаются от циклов,
рассмотренных в общей теории холодильных машин,
в том отношении, что состояние пара у входа
в компрессор и цилиндр различно. На пути от
всасывающего патрубка к цилиндру пар
охлаждает встроенный электродвигатель и
температура его при постоянном давлении
повышается (рис. 1, б, процесс 1—I").
Анализ этого цикла дан в статье [5];
некоторые уравнения из этой статьи будут
приведены ниже.
Если во всасывающий патрубок
герметичного компрессора входит влажный пар, то
жидкость охлаждает электродвигатель,
испаряясь при постоянном давлении (рис. 1, б,
процесс V—1"). При этом
холодопроизводительность 1 кг холодильного агента
уменьшается:
Яох = % - (! - х1)г=г(хх - хъ), A)
где q" — холодопроизводительность 1 кг
агента при всасывании сухого
насыщенного пара;
хи х5 — сухость пара в точках / и 5;
г — удельная теплота
парообразования.
Одновременно уменьшается и относитель-
ный перегрев
*!-:
То
до величины
срТо
B)
C)
Здесь 0i — перегрев пара во встроенном
электродвигателе;
Г0 — абсолютная температура кипения;
<7эд — безразмерная 'величина,
характеризующая потери электродвигате-
ля [5];
<7о — безразмерная величина,
характеризующая свойства холодильного
агента [5];
ср — теплоемкость при постоянном
давлении.
Из уравнения C) можно найти условия, при
которых в цилиндры герметичного
компрессора, работающего влажным ходом, будет
входить сухой насыщенный пар:
s- _ г A — х,)
срТо
.D)
С учетом уравнения B) после
преобразований найдем, что это возможно при условии
r^f;=5- га
Холодильный коэффициент такого цикла
ет.г.х меньше, чем цикла машины с открытым
компрессором ет. С учетом уравнения A)
ет.р.х = ет-^=^-. F)
i —хъ
Из уравнения E) и F) получаем
?т.г.л- = ?тA — <7эд)- G)
Сравнение выражений ет.г~етA—9i) [5] и
уравнения G) показывает, что если
то
<7о<1>
^ ет.г>
(8)
т. е. в этом случае влажный ход герметичного
компрессора в теоретическом цикле выгодней,
чем сухой. _
Величина q0 зависит от свойств
холодильного агента и температурных границ цикла [51.
Условие (8) выполняется для фреона-22 при
ГК<305~310°С. Из уравнений E) и F)
следует, что при этом сухость пара должна
составлять 0,92—0,94.
Работа влажным ходом целесообразна в
случае герметичных компрессоров, требующих
интенсивного охлаждения для обеспечения
долговечности. Понижение температу.ры
встроенного электродвигателя обеспечивается
подачей влажного пара фреона-22 в компрессор
через капиллярную трубку, либо с помощью
специального автоматического прибора,
вспрыскивающего жидкость во всасывающий
трубопровод.
В действительной герметичной машине под-
4*
27

вод тепла к всасывающему пару обычно
значительно больше, чем в теоретическом цикле,
главным образом вследствие внутреннего
теплообмена. Поэтому при сухости пара ниже
0,92 жидкий фреон-22 обычно также
полностью испаряется в кожухе компрессора. Ноэтс
приводит к снижению холодопроизводительно-
сти и энергетических коэффициентов. Кроме
того, избыточная подача жидкости приводит
к уносу смазочного масла из кожуха и можег
вызвать аварию, что следует учитывать при
проектировании машин с капиллярной
трубкой, работающих в условиях больших
колебаний температуры окружающей среды.
В герметичных компрессорах, работающих
на фреонах-12 и 502, величина <7о>1, поэтому
применение влажного хода всегда невыгодно.
Чем больше полезный перегрев всасывающего
пара, тем лучше показатели цикла [5].
Влияние конечной разности температур
в процессах теплообмена в конденсаторе
и испарителе на характеристики
малых холодильных машин
Влияние внешней необратимости,
вызванной отсутствием термического равновесия
между рабочим веществом и источниками тепла
[6, 7], в малых холодильных машинах
значительно сильней, чем в машинах большой холо-
допроизводительности. В малых машинах
преимущественно применяются испарители со
свободным движением воздуха, а в наиболее
распространенных машинах — для домашних
холодильников и мелкого торгового
оборудования (номинальной холодопроизводительно-
стью примерно до 300 ккал/ч) и конденсаторы
того же типа.
Температурный напор в испарителях и
конденсаторах малых машин составляет до 15—
20°С, т. е. в несколько раз больше, чем в
испарителях и конденсаторах машин большой хо-
лодопроизводительности.
Рассмотрим влияние увеличения внешней
необратимости на эффективность циклов
малой холодильной машины с герметичным
компрессором.
Холодильный коэффициент цикла
герметичной машины с теплообменными аппаратами
бесконечно большой величины
5т.г=5^Лп (9)
где 8С — холодильный коэффициент
обратного цикла Карно
*с= , ''•", . (Ю)
' о.с — ' х.и
7'х.и, ^о.с — температуры холодного
источника и окружающей среды;
т]с — степень обратимости
теоретического цикла паровой холодильной
машины (с адиабатическим
сжатием сухого насыщенного пара и
дросселированием холодильного
агента), построенного на
температурах Тхм и Г0.с;
т)г — коэффициент, характеризующий
влияние встроенного
электродвигателя на показатели цикла [5].
Величина г]с для основных холодильных
агентов может быть представлена в виде
линейной функции температур конденсации и
кипения [2, 8]
Ъ = ах-Ьх(Тк-Т0). A1)
Для холодильных агентов, применяемых в
малых холодильных машинах, величина т\г
зависит от разности температур конденсации и
кипения
Чг = • A2)
1+/(Гк-Г0)
В холодильной машине с теплообменными
аппаратами конечных размеров температура
кипения должна быть ниже температуры
холодного источника
Т = Т
1 Л * Y
А Т
A3)
а температура конденсации — выше
температуры окружающей среды
Т'к=Т0.с + ЬТк. A3, а).
Это приводит к изменению энергетических
коэффициентов, входящих в уравнение (9).
Холодильный коэффициент обратного цикла
Карно в этом случае
с G-О.С + ДГК)-(ГХ.И-ДГ0)
После преобразований
1
А Г0
с с
АТК + АТ0
A4)
A5)
1 +
м).с ?х .и
В цикле паровой холодильной машины с
открытым компрессором расширение
температурных пределов приводит к увеличению
внутренней необратимости. Записав уравнение A1)
в форме
¦ч'е = ах-Ьх[Гж-Гй),
после преобразований получим выражение для
степени обратимости
т\'е = Ъ-ЬЛЬТж + ЬТъ). A6)
Коэффициент т]г, как следует из уравнения
A2), можно представить в виде
28

С ростом разности температур ^к ~ ^о
величина этого коэффициента также
уменьшается.
Таким образом,
ес < е" \ < Чс \ < Чг-
Поэтому
в;.г<вт.г. as)
Из изложенного также следует, что с ростом
внутренней необратимости циклов паровой
холодильной машины усиливается отрицательное
влияние внешней необратимости на
характеристики циклов.
Все энергетические коэффициенты,
входящие в уравнение (9), являются функциями
разности температур Г0.с—ТХЛ1. Относительное
приращение этой величины, вызванное
внешней необратимостью, равно
Гр ГП Гр IJ% \ /
*о.с— 'х.и 'о.с *х.и
Чем меньше разность температур
окружающей среды и холодного источника, тем
больше влияние внешней необратимости.
В малых холодильных машинах общего
назначения эта разность обычно находится в
пределах
5о<(Г0.с-7-,.и)<70°С.
Здесь меньшая цифра относится к
автономным кондиционерам (в периоды их работы
при малых тепловых нагрузках), а большая —
к низкотемпературным установкам. При
наиболее распространенных в малых машинах
условиях работы эта разность составляет 15—
20°С.
Сумма температурных напоров в
испарителе и конденсаторе малых холодильных машин
при расчетных нагрузках
20° < (А Тк + А Т0) < 40° С.
Ле^ая часть неравенства относится к
аппаратам с принудительным, правая — со
свободным движением воздуха.
При этом
Q|3< АГК + АГ0 <Гх
В наиболее распространенных случаях это
отношение равно 1,5—2,5.
Следовательно, температурные пределы
цикла малой холодильной машины могут
расшириться в несколько раз вследствие низкой
эффективности основных теплопередающих
аппаратов.
Для анализа влияния отдельных потерь в
машине с герметичным компрессором
рассмотрим зависимость показателей циклов от отно-
шения — ~—(рис.2).
•'о.с — * х.и
Как видно из рис. 2, решающее влияние
расширение температурных границ оказывает на
холодильный коэффициент обратного цикла
Карно 8С, меньшее влияние — на степень
обратимости теоретической паровой
холодильной машины с открытым компрессором цс и
0 7 г 3 Ч АТнЩ
Рис. 2. Зависимость энергетических коэффициентов от
разности температур в конденсаторе и испарителе.
29

совсем малое — на коэффициент т]г,
характеризующий воздействие подогрева
всасываемого пара в теоретической машине с
герметичным компрессором, т. е. на отношение
степеней обратимости теоретических машин с
герметичным и открытым компрессорами. Из
графика следует, в частности, что совершенство
теплообменных аппаратов практически не
влияет на соотношение показателей
теоретических паровых холодильных машин с
герметичным и открытым компрессорами.
В целом влияние внешней необратимости на
энергетические характеристики цикла малой
холодильной машины часто оказывается
решающим, более существенным, чем потери в
холодильном компрессоре. Поэтому при
проектировании малых холодильных машин
необходимо уделять серьезное внимание уменьшению
конечной разности температур в конденсаторе
и испарителе.
Один из путей решения этой задачи —
выбор оптимальных размеров испарителей
торгового холодильного оборудования (в
существующих конструкциях эти размеры часто
занижены). Другой путь — применение
теплообменных аппаратов с более высокими значения-
Лед >на искусственном катке чаще 'всего
замораживают на бетонную плиту с
расположенным внутри нее рядом параллельных и
равноотстоящих друг от друга охлаждающих
труб (рис. 1, а), в которых непосредственно
кипит холодильный агент или протекает
жидкий холодоноситель. Плита, изолированная
ми условного коэффициента теплопередачи к\
характеризующего аппарат как элемент
холодильной машины, например конденсаторов с
меньшим числом секций [9].
ЛИТЕРАТУРА
1. Цыдзик В. Е. и др. Холодильные машины и
аппараты. М., Машгиз, 1946.
2. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Т. I—III. M., Госторгиздат, 1960—1962.
3. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г. Холодильные
машины и аппараты. М., Госторгиздат, 1962.
4. Мартыновский В. С, Мельцер Л. 3.
Судовые холодильные установки. М., Изд-во
«Транспорт», 1964.
5. Якобсон В. Б. Термодинамические циклы
холодильной машины с герметичным компрессором.
«Холодильная техника», 1969, № 6.
6. Мартыновский В. С. Термодинамические
характеристики циклов тепловых и холодильных машин.
Госторгиздат, 1952.
7. Мартыновский В. С, Мельцер Л. 3.,
Шнайд И. М. Энергетическая эффективность
различных генераторов холода. «Холодильная
техника», 1961, № 6.
8. Р 1 a nk R. Handbuch der Kaltetechnik, Bd. V, Berlin,
1966.
9. Якобсон В. Б. Определение числа секций
конденсаторов с воздушным охлаждением. «Холодильная
техника», 1969, № 2.
728.861:536.5.001.24
снизу или лишенная изоляции, располагается
в большинстве случаев непосредственно на
земле, а при высоком залегании грунтовых вод
на столбиках-опорах.
6
Рис. 1. Разрез ледяного поля (а) и
расчетная схема (б) катка:
/ — бетон; 2 — лед.
К расчету температурного поля искусственного катка
Э. Л. ЛИХТЕНШТЕЙН
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
30

Задача теплового расчета — определить
(при проектировании и эксплуатации
искусственных катков) температуру охлаждающей
среды tv, обеспечивающей необходимую
температуру поверхности льда /л, и на основе
этого рациональный выбор (при проектировании)
основных конструктивных параметров
охлаждающей плиты: диаметра и шага труб,
толщины слоя бетона над трубами, —
обеспечивающих заданное качество поверхности льда, т. е.
определенную разность температур
поверхности в точках непосредственно над трубой и на
равном расстоянии между соседними трубами.
Температурное поле искусственного катка не
является строго стационарным из-за теплотгри-
токов из почвы.
Расчеты показывают [1, 2], что количество
тепла, поступающего к неизолированной
охлаждающей плите, составляет в пусковой
период около 5—6% от общего количества
тепла, подлежащего отводу от катка, и с
течением времени становится еще меньше.
Измерения, проведенные в Ленинградском дворце
спорта «Юбилейный» на тренировочном катке,
показали, что теплопритоки к охлаждающей
плите, изолированной битумоперлитом
(толщина слоя изоляции 18 см), в пусковой
период составили 6—8%, а после месячной
эксплуатации не превышали 3%. Так как
величина теплопритоков из почвы небольшая, при
определении температурного поля ею можно
пренебречь, при этом погрешность расчета
будет незначительна.
Определение стационарного
температурного поля искусственного катка является
частным случаем более общей теплофизической
задачи: определения температурного поля в
полуограниченном массиве (грунте) с
внутренними цилиндрическими источниками тепла.
Некоторые решения этой общей задачи
[2—5] были использованы для теплового
расчета катка.
Наиболее строгое теоретическое решение
при условии постоянной температуры
поверхности массива (граничные условия I рода)
предложено А. Иоффе [6, 7].
Определение температурного поля при
условии заданной постоянной температуры
воздуха (граничные условия III рода)
производится приближенно с помощью метода
дополнительного слоя: ко всем вертикальным коорди-
натам добавляют величину", эквивалентную
сопротивлению теплоотдачи от воздуха к
поверхности льда (X — коэффициент
теплопроводности массива, а — коэффициент
теплоотдачи).
Теплоотдающий массив искусственного
катка состоит обычно из двух разнородных
слоев: слоя бетона и слоя льда (см. рис. 1, а).
Термическое сопротивление слоя льда может
быть учтено введением эквивалентного по
термическому сопротивлению слоя бетона (см.
рис. 1, б):
Аэкв = Лб + *л-^>
где h§ — высота слоя бетона, м;
бл — толщина слоя льда, м;
Яб — коэффициент теплопроводности
бетона, ккал/(м*ч»град);
Ал — коэффициент теплопроводности
льда, ккал/(м*ч*град).
Введем также величину
k = h -JL
К '*-ЭКВ gy Э
где d — наружный диаметр трубы, мм.
Тогда, при граничных условиях III рода для
распределения температур на поверхности
льда у = 0 относительная те>мпература
л __. *в — *л
гв t т
^271/ п Хб\ 2*
сп Уо + 2 — — cos х
а \ а_/ а
2к 2тг
ch у0 — cos х
где tB — температура воздуха над катком, °С;
in — температура -поверхности льда, °С;
tT — температура поверхности трубы, °С;
а — расстояние (шаг) между осями
труб, м;
х — расстояние от оси трубы до точки
измерения относительной
температуры О на поверхности л&да, м.
В формуле A)
С=2 / In [th Mk + ^ + d\+ th Цк +~) +
+ 2 l/'b7(*+7+thiD+M] +
+ Inch [k + -^ + d\ + Inch (k+ ^\ —
-lnsh — d) B)
a )•
При вычислениях температурное поле,
создаваемое трубами, заменяется
температурным полем, создаваемым точечными
источниками, ордината которых Уо рассчитывается
так, чтобы наружная поверхность труб была
31

изотермой tTf как это имеет место в
действительности. В условиях полуограниченного
массива положение источника сдвигается по
ординате от центра трубы к ее наружной
поверхности (к точке Л) тем сильнее, чем
меньше k и выше коэффициент теплоотдачи а.
Величина уо находится из условия
равенства температур в точках Л и В по формуле
C)
d\-^.
— In ch -
Характерной особенностью расчета
температурного поля искусственного катка
является изменение относительных параметров
системы в следующих (пределах:
-?»«-= 1,6 —3,0; -- = 2,0-2,5; --эк^ =
d d a
== 1,0 -0,6
Столь малые значения относительных
параметров определяют необходимость
использования в расчете только уравнений A—3).
Использование формулы Власова [8] приводит
в данном случае к ошибке, составляющей,
например, при определении Уо
/_**?»_ = 0,5; ***»- = 2,0)
более 25%
Для изучения распределения температур по
поверхности льда в пределах изменения
параметров системы
а = 60—200 мм; rf= 15—57 мм; бл=20—60 лш;
Аб = 30 мм+-
уравнения A—3) были реализованы на
БЭСМ-ЗМ.
Суммарный коэффициент теплоотдачи был
выбран а=9 ккал/\(м2 • ч • град) как наиболее
характерный для закрытых искусственных
катков в период зрелищ.
С незначительной для практических
расчетов погрешностью температуру tT можно
считать равной температуре охлаждающей
среды /р.
Для проверки результатов аналитических
расчетов была проведена серия испытании с
помощью метода электротепловых аналогий.
Для исследования температурного поля бы-.
ла использована схема ЭТА мостового типа на
постоянном токе. Сетка относительных
температур наносилась на электропроводную
бумагу со степенью неоднородности, не превышав-
В симметричном температурном поле,
создаваемом бесконечным рядом труб, все
вертикальные плоскости, проходящие через осп
труб и .равноудаленные от двух соседних труб,
адиабатические. Поэтому моделировали лишь
участок поля между осями, проходящими
через центр трубы и через середину расстояния
между трубами.
Моделировали двухслойный
полуограниченный массив с коэффициентами
теплопроводности Яб с учетом армирования—1,4 ккал/(мх
Хч*град) и Хп — 1,9 ккал/(м*наград).
Термическое сопротивление переходу тепла
от льда в окружающую среду моделировали
дополнительным слоем эквивалентного
сопротивления
В =^-
"доп —
а
Для устранения влияния конечных размеров
модели, размер ее, имитирующий глубину
массива от оси трубы в глубь земли, принимали
>2,5d.
В каждом опыте относительную
температуру на поверхности льда измеряли через
каждые 10 мм. Суммарный коэффициент
теплоотдачи а изменяли в пределах 7—16 ккал/(м2х
Хч»град).
Исследования показали, что совпадение
расчетных величин и результатов эксперимента
(рис. 2) находится в пределах точности
метода ЭТА B—3%) при указанной
неравномерности бумаги для d = 25 и d=45 мм.
Расхождение до 4,5% (в некоторых случаях)
объясняется трудностью точно соблюсти
необходимое отношение проводимости отдельных
частей модели.
Результаты расчетов и исследований
представлены в основном в виде зависимостей
относительной температуры О от
соответствующих переменных. Из уравнения A) видно, что
величина Ф определяется только
конструктивными параметрами и характеризует степень
теплотехнического совершенства
охлаждающей плиты катка при данной интенсивности
теплоотдачи. Чем больше значение Ф, тем
.выше температура охлаждающей среды,
необходимой для поддержания определенной
температуры льда при рс^вных температурах воз-
Духа.
Относительная температура резко падает по
мере увеличения толщины слоя льда (см.
рис. 2). Например, при наружном диаметре
трубы d=32 л*м и шаге а=90 мм, если бл =
= 20 мм, относительная температура fh =
= 0,735, при возрастании слоя льда до 6Л~
= 60 мм относительная температура падает до
02 = 0,643.
32

Рис. 2. Номограмма для расчета температурного поля закрытого искусственного катка:
О — опытные данные, полученные методом электротепловой аналогии.
Температура охлаждающей среды, которую ^
необходимо регулировать ю помощью
холодильной установки, может быть найдена по
известному значению Ф в зависимости от
температуры воздуха ,над катком и температуры
льда:
U
¦t*
Ч — Ъ ъ
Так, при fB = 20°C, tn=— 1,5°C, ^ = 0,735 и
#2 = 0,643 соответственно /pi = —9,2°С и L2 =
= —13,4°С.
Для а=100 мм на каждые 10 мм
увеличения слоя льда понижение температуры
охлаждающей среды, необходимой для
поддержания температуры поверхности льда *л =
= — 1,5°С, составляет в среднем 0,9—ГС
(рис. 3). Поэтому наращивание на
искусственном катке слоя льда более 50—60 мм
нежелательно. Нежелательно также увеличение слоя
бетона над верхом труб более 30—35 мм.
Как видно из рис. 3, относительная
температура резко падает с ростом шага труб.
Температура охлаждающей среды при
изменении диаметра труб от наибольшего к
наименьшему из практически применяемых (для
одного и того же значения а) падает не более
чем на 0,5—1,6°С. Таким образом, при прочих
равных условиях температура охлаждающей
среды мало зависит от наружного диаметра
труб.
wc\
•#
-12 Ь
-#
-15
-1В
47
moh
60 6л,мм
Рис. 3. Зависимость температуры охлаждающей среды
tp от диаметра труб d и толщины слоя льда над
трубами б л:
*B = 20oC; *л = —.1,5°С; Л — d = 57 мм; ф — d = 45 мм;
X—d=38 mm; 0 — d=32 mm; A~d = 2S мм.
зз

Окончательный выбор диаметра труб для
искусственного катка с промежуточным холо-
доносителем должен производиться с учетом
скорости рассола в трубах. Оптимальной
скоростью является такая скорость, при которой
из потока не выделяется воздух, а также
создается определенный перепад давлений
рассола в трубных батареях, способствующий
равномерному распределению его по
отдельным трубам. Как указано в работе [1], она
.равна 0,6—0,8 м/сек.
В табл. 1 представлены скорости рассола в
трубах различных диаметров, вычисленные
для трех значений тепловой нагрузки: q =
= 150 ккал/(м2*ч), характерной для
тренировочных катков, 9 = 250 и 350 ккал/(м2*ч),
характерных для демонстрационных катков.
Оптимальные скорости выделены.
Таблица 1
J--/W, ptf/м*
5^
КЩ^з
45X3
38X3
32x3
Скорость рассола и, мюек, при различных значениях
тепловой нагрузки q, к'кал (м2 • ч), и суммарной длине
последовательно включенных труб, м
q— 150
<7 = 250
30
60
0,135
0,190
0,275
0,27
0,38
0,55
120
30
60
0,54
0,76
0,22
0,30
0,46
0,45
0,61
0,90
<7 = 350
30
0,31
0,44
0,63
60
0,62
0,89
Примечание: перепад температур рассола
в трубных батареях Д tp =0,9°С.
Для определения оптимальных расстояний
между трубами была рассчитана
максимальная неравномерность температур поверхности
льда Дт} = 0 (а/2, 0) — <} @,0)'при
фиксированном диаметре труб в зависимости от их
шага и толщины слоя льда. Установлено, что
значение ДФ с увеличением шага труб растет, а с
увеличением толщины слоя льда падает.
Таким образом, одна и та же величина
неравномерности температур может быть при двух
различных расстояниях между трубами а{<
а2, в этом случае значению а% соответствует
большая величина слоя льда бЛ2>6ль а
следовательно, и более низкая температура
охлаждающей среды (при прочих равных
условиях).
Оптимальные конструктивные параметры с
точки зрения различных затрат C)
определяли по наименьшей сумме капитальных затрат
(К) и эксплуатационных расходов (Э) :3 =
= К+Э (рис. 4). Учитывали только статьи
расходов, затраты по которым являются
функцией вариантов. Удельную эффективную холо-
допроизводительность определяли для
холодильной машины ФУУ-175 при температуре
конденсации 30°С и номинальной холодопроиз-
М ISO Ш а.мм
Рис. 4. Определение оптимальных параметров
ледяного поля катка:
гв=20°С; /л (а/2,0) =—1,5°С; At=t(a, 0)—/(а/2,0);
a — d = 3S mm; 6 — d = 25 мм.
водительности 245000 ккал/ч. Стоимость труб
(ГОСТ 8732—58) принимали по прейскуранту
№ 01—04, длительность работы катка —
4000 ч/год, стоимость электроэнергии —
2,5 коп/(квт • ч).
Установлено, что минимальная
неравномерность температур на поверхности льда будет
пр-и а = 90—110 мм (для труб с наружным
диаметром соответственно 25—57 мм). Такое
расстояние между трубами выбирают наиболее
часто при проектировании искусственных
катков, хотя весь диапазон практически
применяемых расстояний значительно больше: 75—
125 мм.
Отклонение от оптимальных расстояний
вызывает либо неоправданные излишние
затраты, либо ухудшение качества поверхности льда
и снижение скорости его намораживания.
Чем меньше выбранный диаметр труб (при
одном и том же оптимальном шаге), тем
меньше будут затраты, однако на очень
незначительную величину.
Относительная температура Ф, как показали
опыты с использованием электротепловой
аналогии, зависит от суммарного коэффициента
теплоотдачи: она значительно падает с его
ростом (рис. 5), однако неоднородность темпе-
ратурного поля поверхности льда с
изменением суммарного коэффициента теплоотдачи в
пределах оптимальных значений шага труб
меняется несущественно.
Границей применимости уравнений A—3)
является ^г^50 (п — количество труб в охла-
34

OJO
065
0,60
0,55
nun
%,
* в W 12 Ъс(,мал/(м2.гряЗ)
Рис. 5. Зависимость относительной
температуры поверхности льда Ф @,0) от
суммарного коэффициента теплоотдачи
a (d=38 мм).
ждающей плите), так как в этом случае
расхождение с точным результатом не превышает
2.6% (табл. 2).
Табл и ца 2
Количество
труб, п
20
50
100
150
300
1 600
1 °°
Относительная
температура
%¦ @,0), °С
0,6604
0,6885
0,6981
0,7014
0,7046
0,7062
0,7072
Погрешность
расчета, %
6,23
2,64
1,28
0,82
0,36
0,14
0
Вышеописанным методом может быть
рассчитано температурное поле искусственного
катка как с бетонной охлаждающей плитой,
так и с засыпкой песком и пр.
Выводы
Предлагаемым методом расчета можно
определить температуру охлаждающей среды,
необходимую для поддержания заданной
температуры льда при различной величине тепло-
притоков от воздуха к ледяному полю,
учитываемой суммарным коэффициентом
теплоотдачи а.
Для шага труб 100 мм увеличение слоя льда
на каждые 10 мм требует снижения
температуры охлаждающей среды ib среднем на ГС
(при неизменной температуре льда).
Минимальная'неравномерность температур
«а поверхности льда наблюдается при шаге
труб 90—110 мм.
Наружный диаметр труб не оказывает
существенного влияния на температуру льда, он
должен выбираться с учетом оптимальной
скорости рассола.
Относительная температура поверхности
льда t> падает с ростом суммарного
коэффициента теплоотдачи а, однако качество
поверхности льда при этом снижается
незначительно.
Расчетные формулы справедливы для
катков с числом труб более 50.
ЛИТЕРАТУРА
1. Stencel R. A. «Refrig. Eng.», 1952, No. 5.
2. К о 11 m а г A. «Gesundheits — Ing.» 1958, Nr. Э.
3. Deublein О. «Kaltetechnik», 1949, Nr. 1.
4. К о 11 m a r A. «Gesundheits — Ing.», 1959, Nr. 8.
5. Emblik E. «Kaltetechnik», 1962, Nr. 1.
6. И о ф ф е И. А. Стационарная теплопроводность в
полуограниченном теле с внутренними
цилиндрическими источниками тепла. «Инженерно-физический
журнал», 1961, № 8.
7. И о ф ф е И. А. О стационарном температурном поле
в полуограниченном массиве с внутренними
цилиндрическими источниками тепла. «Журнал
технической физики», т. XXVIII, вып. 5, 1958.
8. Г р е б е р Г. Введение в теорию теплопередачи. М.—
Л., Госэнергоиздат, 1933.
35

Определение расчетной температуры наружного воздуха
Канд. техн. наук М. Н. ТЕРТЕРОВ
Ленинградский институт инженеров железнодорожного транспорта
621.565:536.5.001.2
Определение расчетной температуры
наружного воздуха ^р.н необходимо при
проектировании и исследовании объектов,
предназначенных для сохранения тепла или холода внутри
помещения. В первом случае определение /р.н
основано на анализе зимних температур, во
втором — летних.
Наиболее известны два способа определения
'р.н-
— л о формуле
Ч?.и = CLL ср + #'max,
где a, b — постоянные коэффициенты;
^ср — среднесуточная температура, °С;
4пах — максимальная температура, °С;
— путем выборки характерных температур
за определенный период.
Предлагаемая методика расчета /р.н
предусматривает применение математической
статистики и теории вероятностей.
Как показывает анализ материалов,
(приведенных в работах [1, 2], (распределение
температур летнего периода можно представить в
виде кривой нормального распределения
Гаусса. Это же подтверждает статистическая
обработка значений температур за десятилетний
период на нескольких объектах. Таким
образом, зависимости, подробно разработанные в
теории вероятностей, могут быть
использованы для расчетов tPmlI.
Безусловно, что расчетной температурой
наружного воздуха, гарантирующей от любых
нарушений теплового режима, будет
максимальная температура, зарегистрированная при
анализе, который служит основой для
построения кривой нормального распределения, т. е.
надежность системы будет обеспечена, если
*р.н == ^ср+За.
Здесь /Ср — математическое ожидание;
а — среднеквадратическое
отклонение.
Однако использование в качестве расчетной
максимальной температуры приведет к
неоправданному перерасходу средств на
холодильную установку или на усиление
теплоизоляции. Поэтому необходим выбор оптимального
значения tPtU.
Расчетная температура /р.н с заданной
степенью надежности Р (задаться степенью
надежности можно, зная закономерность распре'
деления температур) определяется как кван
тиль х нормального распределения.
^р.н — *ср
Так как —х>
о
то
* р.н == * ср "г ХО,
Для определения х в зависимости от Р в
математике разработаны специальные таблицы,
частично приводимые ниже.
*
0,75
0,80
0,85
*
0,674
0,842
1,036
г
0,90
0,95
0,96
*
1,281
1,645
1,751
р
0,97
0,98
0,99
*
1,881
2,054
2,326
Определение /Ср и а существующими
методами трудоемко. Для ускорения расчетов
можно использовать правило За, для чего
необходимо знать среднюю и максимальную
температуры зоны для определенного периода
времени и задаться степенью надежности.
Согласно правилу За при нормальном
законе распределения отрезок между /ср и ^тах
делится на 3 равные части. Отсюда получаем
значение а.
Пример. Определить ^р.н для
теплотехнических расчетов холодильника при /Ср = 20°С;
W = 32°C;P = 0,95.
Исходя из правила За,
3
Из таблицы находим, что при Р = 0,95 х =
= 1,645. Тогда
<Р.Н = 20+1,645Х4 = 26>6°С.
Таким образом, для того чтобы обеспечить
надежность системы .на 95%, расчетная
температура наружного воздуха должна быть
26,6°С.
Надежность расчетов во многом зависит от
объекта исследования. Для одних степень
надежности должна быть близка к единице, для
других высокая степень надежности не
обязательна.
Определить степень надежности можно
технико-экономическим сравнением, производя
36

расчеты относительно параметров или
теплоизоляционного слоя, или холодильной
машины.
В первом случае расчетная формула будет
иметь вид
АA—Р{)ЫС^1,1АК,
где 1—Яг
М
вероятность случаев, при
которых фактическая температура
U будет выше (ниже) расчетной
превышения
- средняя
величина
Li
~ 2
так как
значения U и ^р.н являются крайними
в интервале температур от
расчетной до максимальной;
Ср — стоимость 1 ккал холода на
объекте исследования, руб.\
1,1 АК — дополнительные
капиталовложения, расходы на содержание и др.
в течение анализируемого
периода, связанные с усилением
теплоизоляционного слоя для
обеспечения 100%-ной надежности,
руб.
В этой формуле
Л = 12 xBkF,
где тв — продолжительность анализируемого
периода, сутки;
k — коэффициент теплопередачи,
ккал/(м2 • ч • град)-,
F — площадь наружных ограждений
холодильника, м2.
При условии
А{1—Р{) AtCv<llAK
степень надежности выбрана с определенным
запасом;
при
А{\— Р<) AtCp>\ylAK
степень надежности недостаточна и ее
необходимо повысить. При этом предусматривается
обеспечение сохранности продуктов в
холодильниках.
На основании данных вышеприведенного
примера произведены расчеты для среднего
холодильника. Обеспечение 100%-ной
надежности привело бы к необходимости увеличить
толщину теплоизоляции на 0,03 м, что
повысит строительные и сопутствующие расходы
на 146 руб/год.
При имеющейся толщине
теплоизоляционного слоя за счет периодического увеличения
наружной температуры по сравнению с
расчетной теплопоступления внутрь холодильника
за анализируемый период возрастут в
стоимостном выражении на 51 руб/год.
Таким образом, выбранная степень
надежности 0,95 обладает определенным резервом.
Уменьшение величины Р может привести к
тому, что потери из-за недостаточной
надежности превысят расходы на капиталовложения.
Предлагаемая методика может быть
использована для расчета как среднесуточных,
так и фиксируемых на 13 или 1 ч температур.
ЛИТЕРАТУРА
1. Алисов Б. М., Дроздов О. А.,
Рубинштейн Е. С. Курс климатологии. Л., Гидроме-
теоиздат, 1952.
2. Методы климатологической обработки наблюдений.
Под редакцией проф. Дроздова О. А. Л., Гидроме-
теоиздат, 1957.
3. В е н т ц е л ь Е. С. Теория вероятностей. М., «Наука»,
1964.
Аппараты для консервации пересаживаемых органов
Канд. техн. наук М. М. ДЕРКОВСКИЙ
НИИ клинической и экспериментальной хирургии МЗ СССР
621.565:612
щий термостатирование при пониженных
температурах, близких к 0°С, при одновременной
гипербатической оксигенадии.
В аппарате можно также получать и
поддерживать отрицательные температуры до
— 15°С, что позволит широко попользовать его
для различных исследований, например
процесса дефростации замороженных органов и
тканей.
Аппарат был испытан при
экспериментальных операциях на животных и применен в
клинике при пересадке трупной почки [1].
В решении большой и сложной проблемы
пересадки органов важное значение имеют
методика и техника быстрой и эффективной
консервации почки, сердца или другого
внутреннего органа на срок, необходимый по
меньшей мере для подготовки операции по
пересадке.
Группой сотрудников института,
работающих над этой проблемой под руководством
академика Б. В. Петровского, сконструирован
стационарный аппарат для консервации
пересаживаемых органов (рис. 1), обеспечиваю-
37

Рис. 1. Стационарный аппарат для консервации
пересаживаемых органов.
На рис. 2 дана схема стационарного
аппарата для консервации пересаживаемых
органов.
Пересаживаемый орган 1 в цилиндрической
камере 2 погружается в жидкую среду с
удельным весом, близким к его собственному. В
качестве жидкой среды могут быть
использованы растворы Рингера-Локка, Тидаля или
физиологический.
Из баллона 3 через редуктор 4 и вентиль 5
в нижнюю часть камеры или вентиль 6 в
верхнюю часть камеры по трубкам поступает
кислород. При централизованном снабжении
кислородом аппарат может быть подключен к
кислородопроводу. Высокое насыщение
кислородом жидкой среды и трансплантата
достигается повышенным парциальным давлением
кислорода, создаваемым в камере крышкой 7
с герметическим уплотнением. Давление
кислорода определяется манометром 8. Редуктор
и клапаны 9 регулируют давление в камере и
обеспечивают в ней постоянный обмен
кислорода. Понижение давления в камере до
атмосферного осуществляется вентилем 10.
Барботирование кислорода через жидкую
среду способствует лучшему теплообмену
между органом и жидкой средой, а также между
жидкой средой и стенкой камеры.
Охлаждение камеры обеспечивается
герметичной холодильной фреоновой установкой
ВС 0,7^3, испаритель 11 которой погружен >в
Рис. 2. Схема стационарного аппарата для
консервации пересаживаемых органов.
бак 12, наполненный холодоносителем. При
достижении холодоносителем заданной
температуры терморегулятор ТР-1 выключает
электродвигатель 13 компрессора 14, а при ее
повышении — включает. Холодоноситель с
помощью насоса 15 циркулирует по замкнутой
системе через термостатирующую рубашку
камеры 16. Температура жидкой среды в камере
задается и поддерживается автоматически
терморегулятором ТР-2, который управляет
электромотором насоса. Температуру жидкой
среды в камере л оказывает термометр 17.
Для удобства доступа электроприборы
автоматического управления смонтированы на
отдельном малогабаритном пульте.
Объем камеры — 6,5 л — позволяет
одновременно загрузить для хранения несколько
объектов. Объем бака для холодоносителя
10 л. Стенки камеры и бака сделаны из
нержавеющей стали. Максимальное давление з
камере 10 кгс/см2, во встроенном кислородном
баллоне (емкостью 10—12 л) — 150 кгс/см2.
Для удаления воздуха и кислорода
предусмотрена вентиляция камеры. Кратность
часового обмена кислорода 5—6. Вес аппарата, за»
полненного холодоносителем и жидкой средой,
^100 кг.
Стационарный аппарат выполнен на
колесах с поворотными осями, благодаря чему
легко перемещается в операционной и других
помещениях.
В то же время он не позволяет перевозить
пересаживаемый орган из лечебного
учреждения, где находился донор, в то лечебное
учреждение, где будет проводиться операция.
Поэтому нами был создан малогабаритный
транспортабельный аппарат для консервации
пересаживаемых органов (рис. 3), испытанный
группой сотрудников института под
руководством чл.-корр. АМН СССР проф. Г. М.
Соловьева.
В рабочую камеру 1, заполняемую жидкой
38

Рис. 3. Схема малогабаритного
транспортабельного аппарата для консервации пересаживаемых
органов.
средой, загружается консервируемый орган.
Крышка 2 обеспечивает герметичность
рабочей камеры при избыточном давлении
кислорода или газовой смеси внутри нее.
Подаваемый для барботирования через жидкость
кислород (или газовая смесь) поступают в
нижнюю часть рабочей камеры из баллона 3 через
редуктор 4 и гибкий шланг 5.
Заданное давление в камере
устанавливается редуктором и клапаном 6. С помощью
последнего камеру можно продувать и
постоянно вентилировать. Этот же клапан выполняет
роль предохранительного устройства при
повышении давления в рабочей камере выше
установленного. Рабочая камера вставляется в
термостатирующую камеру 7, заполненную
водой или ©одно-спиртовой смесью.
Тепло отводится трубчатым испарителем 8.
Заданная температура в камере
поддерживается терморегулятором 9 (ПТР-2), который
управляет электродвигателем холодильного
агрегата 10 (холодопроизводительность
120 ккал/ч). Используемый холодильный
компрессорный агрегат от домашнего
холодильника «ЗИЛ-Москва» обладает высокой
надежностью, может эксплуатироваться без
ремонта в течение нескольких лет. Это позволяет
включением агрегата в электросеть сохранять
постоянную готовность аппарата.
В случае отсутствия электроэнергии в
термостатирующую камеру загружают лед или
снег, сохраняя при этом с помощью жестко
закрепленного сетчатого фильтра //
необходимое пространство для установки рабочей
камеры. Порция льда или снега поддерживает
температуру в рабочей камере 3—4°С в
течение 3,5 ч.
Во время перевозки в автомобиле
предусмотрено включение аппарата в электросеть
автомобиля через преобразователь тока
ПО-300А с уменьшенным входным
'напряжением до 12 в.
Выбор температуры для сохранения
трансплантата, скорость охлаждения и характер
изменения температурного поля в рабочей
камере аппарата оказывают существенное влияние
на жизнеспособность органа. Поэтому было
предпринято экспериментальное исследование
условий охлаждения в камере
малогабаритного транспортабельного аппарата для
консервации органов. Изолированная почка весом
160 г размещалась в центре камеры на
границе физиологический раствор — воздух так,
чтобы будучи погруженной в раствор верхняя
часть ее только смачивалась.
Одновременно с измерением температуры
потенциометром ЭПП-09 температурное поле
в камере было исследовано с применением
термографа — тепловизора. В Советском Союзе
тепловизор для медицинских целей был
впервые применен в НИИ клинической и
экспериментальной хирургии МЗ СССР [2]. Для
термографического исследования использовали
аппарат «Тепловизор» (изготовлен
Всесоюзным электротехническим институтом им. В. И.
Ленина), который воспроизводит с разной
яркостью участки поверхности, отличающиеся
по температуре на 0,5°С.
Выводы
Как показали эксперименты и клиническое
применение, описанные аппараты
обеспечивают сохранение жизнеспособности
изолированных органов (почки, сердца) в продолжение
нескольких часов, т. е. времени, достаточного
для подготовки операции по пересадке.
Перед загрузкой в аппарат
консервируемый орган следует перфузировать холодным
раствором, снизив его температуру до 5—6°С.
В средней части камеры поддерживается
достаточно однородная температура при режиме
4°С (колебания температуры не превышают
0,5°С).
Наиболее полно исследовать температурное
поле в аппарате для консервации органов
можно, используя тепловизор в сочетании с
другими способами измерения температуры.
ЛИТЕРАТУРА
1. Соловьев Г. М., Ярмолинский И. С, В о р о-
жищев В. В., Д е р к о в с к и й М. М., 3 а г р е-
б и н С. А. Некоторые вопросы консервации и
пересадки трупной почки. В сб.: «Пересадка органов и
тканей». М., «Медицина», 1966.
2. Петровский Б. В., Зарецкий В. В., Вы
ховская А. Г., Д е р к о в с к и и М. М.
Применение термографии в медицинской практике.
«Хирургия», 1966, № 9.
39

Диаграмма температура-давление для раствора метанола и бромистого лития
Э. Р. ГРОСМАН, канд. техн. наук В. Я. ЖУРЛВЛЕНКО
Институт технической теплофизики АН УССР
621.564@84.21)
Проведенные ранее испытания
лабораторной абсорбционной холодильной машины с
использованием раствора метанол — бромистый
литий СН3ОН—LiBr подтвердили
возможность и перспективность получения
отрицательных температур с помощью этих веществ
[1]. В то же время было установлено, что
1
—", lg/7-диаграмма раствора метанол —
бромистый литий [2], примененная при
анализе цикла машины, нуждается в уточнении.
В связи с этим нами построена новая
диаграмма такого типа на основании
приведенных в работе [3] экспериментальных данных,
отличающихся довольно высокой точностью
(погрешность при измерении упругости
паров 0,3 мм рт. ст.).
Опыты проводили в интервале температур
32,5—124,5СС для восьми различных
концентраций. По результатам этих опытов кривую
давления пара для раствора постоянной
концентрации можно с незначительной
погрешностью охарактеризовать прямолинейной
зависимостью
\gp = a — — >
где a, b — индивидуальные коэффициенты,
найденные для каждой концентрации.
В соответствии с этим уравнением в
координатах lg р, I были проведены изотермы от 10
до 120°С в интервале концентраций от 0 до
59%. Полученная диаграмма была затем для
удобства пользования перестроена в коорди-
1
натах—— , Igp, где изоконцентраты
представлены прямыми линиями. В рабочей зоне они
проведены с интервалом 2%. Те отрезки
прямых, которые лежат ниже 30°С, а также линии
? = 58% и ?=59% получены экстраполяцией
экспериментальных данных.
Контрольные измерения, выполненные для
нескольких точек диаграммы (статический
метод), показали, что с достаточной для
практических расчетов точностью диаграммой
можно пользоваться во всем интервале указанных
температур и концентраций. Однако она
нуждается в дальнейшем уточнении на основании
более полных экспериментальных
исследований.
Для нанесения на диаграмму кривых
кристаллизации нами была изучена растворимость
бромистого лития в метаноле. В литературе
указывается только растворимость при 15—
25°С [2, 3, 4]. При этом данные различных
авторов не совпадают.
Результаты наших опытов представлены на
рис. 1.
W
50
10
W 3k 36 Щ М 50 J4 53 1%
Рис. 1. Диаграмма растворимости бромистого
лития в метаноле.
По виду кривых растворимости можно
сделать вывод, что при кристаллизации раствора
концентрацией менее 57,8% (эвтектическая
точка Е) образуется смесь, содержащая
твердый компонент, который представляет собой
устойчивое химическое соединение — соль-
ват, плавящийся конгруэнтно [5]. Сглаженная
форма линии ликвидуса свидетельствует о
распаде этого соединения, происходящем при
плавлении.
О составе химического соединения можно
судить по положению максимума (дистекти-
ческой точки М) на диаграмме растворимости:
образующиеся кристаллы соответствуют
соединению LiBr-4CH3OH. Их температура
плавления 31,2°С. Кривая растворимости
системы С2Н5ОН—LiBr, близкой по своим
свойствам к исследуемому раствору, имеет такой
же вид, как и кривая на рис. 1 [6] (для
системы СНзОН—LiBr изучение растворимости в
области концентраций, соответствующих
образованию сольвата, ранее не проводилось). При
кристаллизации раствора С2Н5ОН—LiBr
также обнаружено образование химического сое-
40

динения, состоящего из одной молекулы соли
и четырех молекул спирта.
Кривую растворимости строили визуально-
политермическим методом. При этом
исследовали только процесс плавления, так как
определить температуру кристаллизации при
охлаждении раствора оказалось невозможным
ввиду его склонности к устойчивому
переохлаждению — на 20—30°С. В аппаратах и
трубопроводах лабораторной холодильной
установки, где раствор интенсивно
перемешивается, кристаллизация наблюдалась и при
меньшей степени переохлаждения — <на
3—4°С.
При высоких концентрациях и низких
температурах даже при значительном
переохлаждении выпадение кристаллов удавалось
получить лишь при введении затравки. Скорость
кристаллизации в этих условиях очень низкая.
В спокойном состоянии концентрированный
раствор охлаждался до —78°С без
кристаллизации, находясь в метастабильном
состоянии. По-видимому, склонностью раствора к
переохлаждению объясняется то обстоятельство,
что при исследованиях кривой давления пара
[2, 3] не была обнаружена кристаллизация
соединения.
Кривые растворимости строились
указанным выше методом в интервале концентраций
30—59,5% и температур —5-f- + 95°C. При
«проведении опытов температура раствора
повышалась очень медленно, ступенями по 0,2°С
При каждой температуре раствор
выдерживали не менее часа при частом
перемешивании. Температура плавления отмечалась в
момент полного растворения всех кристаллов.
Положение эвтектической точки на
диаграмме определяли следующим образом. Ее
температура (—9°С) была найдена методом
термического анализа по кривой нагревания, а
концентрация — экстраполяцией кривых
растворимости ниже —5°С.
Данные до растворимости нанесены на
-~7~> ^"Диаграмму (рис. 2). На этой же
диаграмме представлен теоретический цикл
абсорбционной холодильной машины D—1 —
процесс абсорбции, 1—2 — нагрев слабого
раствора в теплообменнике, 2—3 — кипение в
генераторе, 3—4 — охлаждение крепкого
раствора). Процессы абсорбции и кипения
происходят при постоянных давлениях, равных
соответственно давлениям в испарителе и
конденсаторе.
Пределы концентраций, в которых может
осуществляться цикл, определяются из
условия недопущения .кристаллизации раствора.
Если для водобромистолитиевых машин огра-
1
Рис. 2. ——- , lg/7-диаграмма раствора
метанол—бромистый литий.
ничивается лишь концентрация крепкого (по
бромистому литию) раствора, то в данном
случае, как видно из диаграммы, —
концентрация как крепкого, так и слабого растворов.
Эти величины соответственно составят ?Кр^
^58,2 и ?сл^47,4% (концентрации
насыщенных растворов при 20°С). В условиях
эксплуатации, очевидно, целесообразно
поддерживать зону дегазации в более узких-пределах—
48—56%.
Исходя из этого и пользуясь — " , lg/7-ди-
аграммой, можно проанализировать
возможные режимы работы холодильной машины,
использующей раствор СНзОН—LiBr.
На рис. 3 показано, какие минимальные
температуры кипения метанола tQ могут быть
получены в такой машине при изменении
низшей температуры раствора в абсорбере от 20
до 70°С. Вторая кривая на этом рисунке
характеризует величину высшей температуры
раствора в генераторе U при работе машины
в режиме, соответствующем минимально
достижимой температуре кипения.
При построении графиков принято, что
концентрация крепкого раствора g=56%, зона
41

tjc
80
'1
V
/Чо
20 30
w
so
60 L°C
го
10
о
-ю
-20
-30
Рис. З. Значения минимальной температуры
кипения to, достижимой в холодильной
машине, и высшей температуры раствора в
генераторе tz.
дегазации Ag=5%, температура конденсации
tK равна температуре слабого раствора tu
цикл — теоретический.
Пользуясь графиками, нетрудно
установить, что машина может работать с
температурами кипения —10ч—20°С при температуре
охлаждающей воды на входе в аппараты
соответственно 32ч-22°С и давлении греющего
пара 2,0—1,3 кгс/см2 (разность между низшей
температурой раствора и средней
температурой воды в абсорбере 5°С, средний
температурный напор в генераторе 20°С).
Температура кипения ^о = 8°С обеспечивается :при i\ = tK=
= 60°С. Следовательно, в машинах,
работающих на растворе СН3ОН—LiBr, можно
применять в этих условиях воздушное
охлаждение абсорбера и конденсатора.
Расчеты, выполненные с помощью
приведенной выше — ~y » lgp-диаграммы,
показывают, что применение раствора СНзОН—LiBr
целесообразно также и в повышающих, и
понижающих термотрансформаторах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Гросман Э. Р., Журавленко В. Я.
Исследование абсорбционной холодильной машины с
использованием раствора метанола и бромистого
лития. «Холодильная техника», 1968, № 1.
2. W i 11 W. «Z. ges. Kalte—Ind.», 1940, Bd. 47, S. 65—66.
3. Aker J. E., Squires R. G., Albright L. F.
«ASHRAE Trans.», 1965, Vol. 71, Part. 1.
4. PavlopoulosT., Strehiow H. «Z. phys. Chem.»,
1954, Vol. 202, pp. 478.
5. Аносов В. Я., П о г о д и н С. А. Основные начала
физико-химического анализа. Изд-во АН СССР,
,1947.
6. Bonnel D. G., Jones W. J. «J. Chem. Soc», 1925,
Vol. 320.
Закономерности естественной убыли плодов
при холодильном хранении
и овощей
Канд. техн. наук В. 3. ЖАДАН
Одесский технологический институт пищевой и холодильной промышленности
634.1 635.037.5.002.234
Непрерывное выделение плодами и овощами
энергии дыхания вызывает необходимость
вентилировать их для поддержания заданной
температуры хранения. Если способ хранения не
обеспечивает равномерного отвода энергии
дыхания, происходит локальное самосогревание
насыпи сырья, возникает неравномерность
температурного поля, появляются зоны
отпотевания и порчи. Избыточное вентилирование сырья
приводит к повышенной его усушке.
При хранении плодов и овощей наиболее
перспективна система воздушного охлаждения
42

и активного вентилирования [1, 2]. При других
системах охлаждения (на них также
распространяются предлагаемые «иже формулы)
возникает движение воздуха в насыпи сырья,
обусловленное гравитационными силами, но
оно не всегда обеспечивает равномерность
температурного и влажностного полей в
хранилище.
Исследование влагообмена в сопоставлении
с полезными процессами теплообмена [3], а
также использование соотношения Льюиса
позволили выразить потери влаги сырьем при
хранении следующим уравнением:
7,51 д0ехр(М)хс
2170 +
1
A)
М
где
6F-
М —
потеря влаги за период
хранения, % к исходной массе
сырья;
q0 exp (bt) — тепло дыхания при
температуре t, вт/т сырья;
<7о — тепло дыхания ори 0°С, вт/т;
тс — продолжительность хранения,
сутки;
массообменная характеристика
продукта [3];
отношение потенциалов
переноса явного тепла и влаги
М= 1~\ ; B)
о) — о)^ ср
i — температура сырья, °С;
/с — температура охлаждающей
среды, °С;
со", со^ — насыщающие концентрации
водяного пара при температурах
соответственно t и tCy кг/м3\
Ф — относительная влажность
воздуха, доли единицы.
Данные по qo и коэффициентам b приведены в
работе [4].
Массообменная характеристика
представляет собой долю поверхности кожуры плодов и
овощей, участвующей во влагообмене
(основная часть поверхности кожуры покрыта
паронепроницаемым воскоподобным веществом —
кутином). Простейший способ определения
8f — сопоставление влаговыделений сырья с
кожурой и без кожуры при одинаковых тем-
пературно-влажностных режимах. Массооб-
менные характеристики, по нашим данным,
составляют для сахарной свеклы 0,25—0,30,
моркови 0,30—0,40, яблок 0,01—0,03,
картофеля 0,01—0,02.
Величина М оказывает существенное
влияние на потери влаги при <р<1. Чем меньше
перепад температур и относительная влажность
воздуха, тем меньше М и больше потери.
Для интервала температур от —2 до 4°С
(условия хранения подавляющего
большинства плодов и овощей) мы получили уравнение
<о"-103 = 4,9+ 0,35/. C)
Погрешность при использовании уравнения
C) в указанном интервале температур не
превышает 1%.
С помощью этого уравнения вычислены
приведенные в таблице значения М при ф=0,90
и ф = 0,95. Во всех случаях температура
воздуха принята равной 0°С.
Температура плодов
0,005
0,01
0,05
0,1
0,15
0,2
Значения М
при
<Р=0,90
10,2
20,3
98,5
191,0
278,3
357,0
при
<Г=0,95
20,2
38,6
190,2
357,2
510,3
635,0
Таблица отражает важную закономерность:
поскольку величина М входит сомножителем
во второй член знаменателя уравнения A),
влияние относительной влажности воздуха и
перепада температур в значительной мере
определяется особенностями сырья — его массо-
обменной характеристикой. При больших
значениях (картофель, яблоки) понижен-
на«л относительная влажность воздуха
оказывает большее влияние на относительную поте-
1
рю влаги, чем при малых значениях
BF
(морковь, свекла), когда первый член в
знаменателе уравнения A) становится
соизмеримым по величине со вторым членом.
При относительной влажности воздуха
Ф=1 величина М, как следует из уравнений
B) и C), остается постоянной, равной
2,86 • 103. Это значит, в частности, что скорость
движения воздуха не отражается на величине
усушки продукта, если ср=1.
При правильно организованном хранении
плодов и овощей, когда вентилирование
осуществляется только с целью отвода тепла
дыхания, вторая составляющая естественной
убыли их, связанная с потерей сухих веществ,
также определяется величиной энергии
дыхания.
43

Для подавляющего большинства видов
плодов и овощей процесс дыхания описывается
следующим суммарным балансовым
уравнением [5, 6]:
СбН12Об + 602 = 6С02 + 6Н20 + 2,82. 109 дж D)
(молекулярный вес выражен в кг).
Приведенное уравнение удовлетворительно
выражает сложные превращения веществ и
энергии в том случае, когда окисляемыми
веществами являются углеводы (сахара).
Критерием справедливости приложения его
служит дыхательный коэффициент (отношение
объема выделяемого углекислого газа к
объему расходуемого на окисление кислорода).
Теоретическое значение этого коэффициента
равно 1. В действительности, за исключением
цитрусовых плодов, на дыхание которых
расходуются и кислоты, дыхательный
коэффициент плодов и овощей близок к 1 [5, 6].
При сравнении калориметрических данных
с результатами, найденными прямым
подсчетом тепла по количеству выделенной
углекислоты, получаются довольно сходные данные —
расхождение не превышает 10% [7].
Согласно уравнению D), на 1 дж тепла
дыхания выделяется 9,4» Ю-8 кг углекислого
газа. По данным Алямовского [4], обобщившего
обширный материал по энергии дыхания 34
видов плодов и овощей, указанная величина
составляет (9,8-7-10,4 ) • Ю-8 кг/дж (расхождение
до 11%).
Естественная убыль плодов и овощей при
хранении, обусловленная расходованием сухих
веществ'на дыхание, может быть выражена с
достаточной точностью уравнением
nq = 5,52 • 1 (Г4 <7о exp (bt) тс, E)
где nq — потери (Вследствие дыхания в % к
исходной массе сырья.
Потери влаги за период охлаждения могут
быть выражены уравнением [3]
„ 0,0о7с(гнач Гкон) ед /о\
По = J • (b)
2170 + М
где с — теплоемкость сырья, дж/(кгХ
Хград);
^нач и /кои — начальная и конечная
температуры сырья, °С;
8Д — коэффициент, учитывающий
тепло дыхания QA, выделяемое за
период охлаждения [8],
Ос (*нач—*кон) +(?д.
ед = ,
Gc (f Нач ^кон)
G — масса сырья, кг.
Общая убыль плодов и овощей за период
охлаждения и хранения
n = n0 + nw + nq. G)
Вычисление М при ф<1 сопряжено с
известными трудностями, так как необходимо
предварительно найти 'равновесную температуру
сырья t из уравнения (8), решаемого
совместно с уравнением C),
?оехр (bt) =[a(t-tc) +$eF(a"-a'c' q>)r]F, (8)
где F — поверхность сырья, омываемая
воздухом, м2у р — коэффициент массообмена.
Коэффициент теплоотдачи а к зернистому
материалу, каким является сырье, может быть
вычислен по формуле Клячко [9], а контактная
поверхность — по формулам Федорова [10].
Можно принять
— =1150 дж/(м3 • град) [3].
Р
Минимальная потеря влаги при хранении в
процентах к исходной массе сырья при ф=1
выражается уравнением (М = 2,86- 103)
^¦п-3,46-10-3 *оехр<М).с (9)
1,31 + 1
Общая минимальная убыль сырья
^min = ^0 min nw min
где no min — минимальная потеря влаги за
период охлаждения (при ср-=1) в%
к исходной массе сырья.
Пример. Определить ми?;имальную величину потерь
моркови при ^нач=15°С, а = 5 вт/(м2 • град), q0= 13,5 вт/т
[4], *КОН = 0°С, т=120 суток, tc=—1°C, ср=1.
Принимаем радиус корня 0,015 м, коэффициент
теплопроводности моркови Я=0,65 втJ'(м • град),
теплоемкость моркови с=3,9«103 дж/(кг • град), массообменная
характеристика корней 6i?=0,35, ед=1,0.
По расчету при охлаждении
М=-^=154' Ю3.
Потери за счет испарения влаги при охлаждении —
по уравнению F)
Щ min = 0,58%.
Потери за счет испарения влаги при хранении —па
уравнению (9)
nw mln=l,19%.
Потери, связанные с дыханием, — по формуле E)
/2д = 0,91%.
44

Общие минимальные потери за период охлаждения
и хранения (в течение 120 суток)
"mln = 2,68%.
Полученные расчетные величины
удовлетворительно согласуются с нормами естественной
убыли, основанными на многолетних опытных
данных. Естественная убыль моркови по
нормам для периода декабрь—март составляет
3,3% [11].
Относительная влажность воздуха в фазе
охлаждения незначительно отражается на
общих потерях. Расчет показывает, что при
снижении относительной влажности воздуха в
период охлаждения до 90% :и прочих равных
условиях (при хранении ф=1) общие потери
увеличатся незначительно — с 2,68 до 2,87%.
Выводы
При правильно организованном хранении
плодов и овощей, когда вентилирование их
осуществляется постольку, поскольку необходимо
отводить физическое и физиологическое тепло,
потери определяются главным образом
начальной температурой сырья, его массообмен-
ной характеристикой и теплом дыхания.
Относительная влажность воздуха в период
охлаждения мало влияет на общую величину
потерь, в процессе же самого хранения
относительна/! влажность воздуха существенно
отражается на потерях, особенно при малых
значениях массообменной характеристики.
Уменьшение перепада температур на
границе сырье—воздух при постоянной температуре
сырья и относительной влажности воздуха
ниже 100%, обусловленное увеличением скорости
движения воздуха и малыми геометрическими
размерами отдельных объектов сырья,
приводит к увеличению потерь в тем большей мере,
чем ниже относительная влажность воздуха.
Полученные аналитические зависимости
отражают основные закономерности
естественной убыли плодов и овощей при охлаждении и
холодильном хранении. Их можно
использовать при обосновании норм естественной
убыли плодов и овощей, а также при разработке
эффективных способов хранения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Матвеев В. И. Новая система охлаждения
трюмов рефрижераторных фруктовозов. «Холодильная
техника», 1967, № 2.
2. М а и с h A. «Die Kalte», 1964, Nr. 5.
3. Ж а д а н В. 3. Влиялие температуры и влажности
воздуха на влаговыделения пищевых продуктов при
охлаждении. «Холодильная техника», 1969, № 1.
4. Алямовский И. Г. Зависимость интенсивности
дыхания и тепловыделения плодов и овощей от
температуры. «Холодильная техника», 1967, № 6.
5. Жолкевич В. Н. Энергетический баланс при
дыхании растительных тканей в условиях различного
водоснабжения. «Физиология растений», том 8,
вып. 4, 1961.
6. Р у б и н Б. А., Мет л и цки й Л. В. Основы
хранения овощей и плодов. Изд-во АН СССР, 1955.
7. Колесник А. А. Тепловыделение при дыхании и
его влияние на сохраняемость плодов и овощей. Сб.
научных работ Московского института народного
хозяйства им. Плеханова, вып. XVII, 1961.
8. Ж а д а н В. 3. Расчет физиологического тепла,
выделяемого плодами и овощами при охлаждении.
«Холодильная техника», 1968, № 6.
9. К л я ч к о П. С. Коэффициенты теплообмена в изо-
дисперсной системе. «Журнал технической физики»,
вып. 8, 1948.
10. Федоров И. М. Теория и расчет процесса сушки.
М., Госэнергоиздат, 1955.
11. Сокол П. Ф. Хранение картофеля и овощей.
Киев, «Урожай», 1968.
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Приказом Министра высшего и среднего специального образования СССР на
основании постановления Пленума Высшей аттестационной комиссии создан Ученый Совет
Всесоюзного научно-исследовательского института мясной промышленности, которому
дано право присуждать ученую степень кандидата технических наук по
специальностям:
Машины и аппараты пищевой промышленности
Технология мясных и молочных продуктов
Холодильная технология пищевых продуктов
Прием диссертаций по перечисленным специальностям производится с октября
1969 г.
Адрес ВНИИМПа: г. Москва, Ж-29, ул. Талалихина, 26.
45

ОБМЕН ОПЫТОМ
Об измерении малых расходов жидкостей
Наиболее распространенными
устройствами, применяемыми для измерения расходов
жидкостей и газов, являются, как известно,
дроссельные расходомеры. Для определения
перепада давлений при измерении малых рас-
d
ходов (низкие значения отношений ~, где
d — диаметр отверстия в диафрагме, D —
диаметр трубы) в качестве упругого
элемента дифференциального датчика давления с
тензометрическими чувствительными
элементами может быть использована сама
диафрагма с отверстием.
Диаметр отверстия диафрагмы такого
расходомера может быть определен по
основному уравнению объемного расхода для случая
несжимаемой жидкости
' y- = o,785ad2l/ ^-, A)
где a — коэффициент расхода;
Ар — перепад давления на диафрагме;
р — плотность жидкости до диафрагмы.
При ламинарном движении объемный
расход жидкости прямо пропорционален
перепаду давления на диафрагме. Поэтому выходной
сигнал тензодатчиков при правильно
выбранных размерах диафрагмы является линейной
функцией расхода.
Принимая диаметр диафрагмы равным
внутреннему диаметру трубы и зная величину
допускаемого максимального радиального
напряжения armax, возникающего у ее краев,
толщину диафрагмы б можно определить по
формуле *
B>0,433D1/ -=?—. B) •
У аг max
* Андреева Л. Е. Упругие элементы приборов.
М., Машгиз, 1962.
621—52
Для обеспечения линейной зависимости
деформации упругой диафрагмы от перепада
давлений наибольший прогиб центра
диафрагмы / не должен превышать половины ее
толщины
где Е — модуль упругости материала
диафрагмы;
jut — коэффициент Пуассона.
Такой способ измерения был использован
для определения расхода жидкого фреона-12
в экспериментальной установке по
исследованию теплообмена при кипении жидкостей в
поле центробежных сил.
Схема измерителя малых расходов
приведена на рисунке.
Проволочные тензодатчики 1 и 2 наклеены
па упругую диафрагму 3 из бериллиевой
бронзы с отверстием в центре и включены в схему
измерительного моста для измерения пеоет-
Схема измерителя малых расходов:
/, 2, 4, 5 — тензодатчики; 3 — упругая
диафрагма с отверстием; R7 — сопротивления; Rp —
реохорд; У — усилитель.
да давлений. При отсутствии разности
давлений на диафрагме равновесие моста дости-
46

гается с помощью тензодатчиков 4 и 5,
наклеенных на балансировочной бал-очке,
изгибаемой микрометрическим винтом.
Регистрирующим прибором служит потенциометр
ЭПП-09, переделанный по известной схеме
(Проволочная тензометрия. Сб. докладов под
ред. А. М. Туричина. М., Машгиз, 1959).
Чтобы прибор был достаточно чувствительным
при измерении расхода в заданном диапазоне,
использованы сопротивления Ry.
При Z)=18, d=\ и 6 = 0,2 мм
обеспечивалось измерение расхода ф|реона-12 от 1 до
Для определения особенностей и причин
износа деталей малых фреоновых компрессоров
в Опытно-конструкторском технологическом
бюро Укрглавтор'гтехники исследовано около
1500 фреоновых холодильных агрегатов, в
том числе: типа РКФ и МРФ с ротационным
компрессором — 500, типа ФАК с
компрессором 2ФВ-4/4,5 — 500, типа ИФ с
компрессором ФВ-1,5 BФВ-5) — 100, типа ИФ и АК с
компрессорами ФВ-4 BФВ-6,5) и ФВ-6 —
150 шт., поступивших в ремонт на заводы
Киева, Одессы, Донецка и Симферополя.
• Характер и величину износа сопряженных
деталей компрессоров отмечали в
специальных картах. Для измерений пользовались
стандартным мерительным инструментом с
точностью до 0,01 мм.
У коренных и шатунных шеек валов или
эксцентриков и сопряженных с ними втулок
или нижних головок шатунов наиболее часто
встречается абразивный износ в виде
кольцевых рисок. Самые крупные риски видны по
краям задней короткой шейки, часто с явно
выраженной конусностью.
Большая величина износа у короткой
коренной шейки вала. Это можно объяснить
худшими условиями смазки короткой шейки,
особенно участков, удаленных от источника
смазки, большей величиной нагрузки,
приходящейся на эту шейку, меньшей ее длиной и
диаметром. Образованию рисок как в
результате схваты-вания, гак и от попадания
абразивных частиц в значительной мере способствует
недостаток масла или его загрязнение.
Шатунные шейки и эксцентрик
изнашиваются неравномерно (овализация), а подшипник
30 кг/ч и сохранялась линейная зависимость
выходного сигнала измерительного моста ог
расхода жидкости.
Опыт показал, что данный способ
измерения малых расходов жидких сред очень прост
и позволяет получить высокую точность
измерения. Его можно применять в лабораторной
практике, а также при исследовании малых
холодильных машин.
Канд. техн. наук А. И. БУТУЗОВ, канд. техн. наук
М. К. БЕЗРОДНЫЙ, Н. И. СТОГНИЙ, П. П. КУДЕЛЯ —
Киевский политехнический институт
621.57.041
(отверстие) нижней головки шатуна
сравнительно равномерно, поскольку шатунная
шейка вала или эксцентрик опираются на
подшипник одной и той же стороной почти в
течение всего цикла, а подшипник нижней
головки шатуна работает всей поверхностью.
Кроме того, шатунные шейки изнашиваются
на конус из-за несимметричности шатунов,
наклона маслопроводящих каналов, упругих
прогибов коленчатых валов, плохого прохода
масла к участкам, удаленным от источника
смазки.
Износ шатунных и коренных подшипников
зеркально соответствует износу сопряженных
с ними коренных и шатунных шеек или
эксцентриков, но по абсолютной величине
больше, так как изнашивание в значительней
мере зависит от соотношения твердости и
подбора материала подшипника и вала. Этим же
объясняется более интенсивный износ
шатунов с баббитовой заливкой (ФВ-4 и ФВ-б),
чем шатунов с бронзовыми втулками
BФВ-4/4,5) и менее интенсивный, чем литых
бронзовых шатунов (ФВ-1,5).
Омеднение, распространенный дефект шеек
валов, встречается как на отдельных
участках, так и по всей шейке. Причина его в
недостаточной смазке, приводящей к сухому
или граничному трению.
Часто на шейках валов и местах перехода
в конус 'наблюдаются окислительный износ в
ваде раковин и оспин и натароо'бразный налет,
способствующие коррозии. Основная причина
окислительного износа валов и других
деталей — попадание влаги в компрессор
вследствие недостаточной осушки его на заводе, за-
Особенности износа деталей малых фреоновых компрессоров
47

полнения системы влажным фреоном или
маслом, а также в результате добавления в
систему спирта. Находясь в непосредственном
контакте с фреоном, маслом и остатками
воздуха в системе, вода, даже в небольшом
количестве, под действием высоких температур
вызывает коррозию металлических деталей, а
также образование и выделение густых
маслянистых продуктов и осадков в полутвердом и
твердом состояниях.
Нагарообразный налет образуется,
очевидно, при нагреве вала от кольца сальника и
является следствием постоянного контакта
масляного слоя с кислородом. Это оказывает
существенное влияние на износ деталей
компрессора.
Из деталей сопряжения поршневой палец —
шатун—поршень наибольший износ у втулок
верхней головки шатуна. Для пальцев,
посаженных плотно в поршень, характерен
односторонний износ (овализация) по сопряжению
палец—шатун, так как износ происходит по
дуге качания шатуна, вид износа —
абразивный, как следствие плохого доступа
смазочного масла к трущимся поверхностям.
Износ деталей этого сопряжения по
абсолютной величине меньше, чем износ
сопряженных деталей шеек валов и подшипников,
поскольку начальный зазор сопряжения
поршневой палец—шатун—поршень
значительно меньше, чем сопряжения шейка вала—
подшипник, что уменьшает износ особенно в
начальный, наиболее интенсивный, период
приработки.
Кроме того, с увеличением зазора между
пальцем и отверстием в поршне и шатуне
детали сопряжения подвергаются ударам, в
результате чего поверхности отверстия
становятся более износоустойчивыми.
Для деталей сопряжения поршневые
кольца — зеркало цилиндра характерен
абразивный износ в виде продольных рисок во
взаимодействии с коррозией.
Кольцевые канавки поршней изнашиваются
по высоте. Стенки (верхняя и нижняя)
изнашиваются в результате ударов о них кольца,
причем износ верхней стенки меньше нижней.
Кольца изнашиваются в радиальном
направлении и по высоте, теряют упругость по мере
износа, увеличивается зазор в замке. Износ
колец в радиальном направлении является
следствием трения их наружной поверхности
о зеркало цилиндра. Интенсивность этого
износа зависит, в частности, от материала
кольца и стенок цилиндра, качества смазочного
масла.
Износ кольца по высоте происходит
вследствие его деформации и трения о стенки кана-
48
вок поршня, а также ударов кольца о стенки
канавок. Цилиндры в верхней части
изнашиваются равномерно, а в нижней — со
значительным эллипсом, больший диаметр
которого лежит в плоскости, перпендикулярной
пальцу поршня.
Данные измерений показывают также, что
больший износ у цилиндра, находящегося
ближе к маховику.
Весьма сложными видами трения и износа
характеризуются поверхности, сопряженные с
ротором в ротационных компрессорах.
Лопасть постоянно прижимается пружиной к
ротору и между ними происходит трение
скольжения в условиях нормальной нагрузки от
усилия пружины при наличии смазки. Зачастую
лопасть прижимается к ротору одной из
сторон, что значительно увеличивает давление и
приводит к схватыванию, образованию выры-
вов, наростов, глубоких и широких
рисок.
В то же время ротор подвержен износу
трением качения-по цилиндру компрессора с
некоторым проскальзыванием, что видно из
характера износа цилиндра. Торцевые поверхности
ротора и цилиндра изнашиваются от трения
скольжения. Лопасть, кроме износа торцевой
поверхности, подвержена износу по всем
четырем боковым поверхностям от трения в пазу
цилиндра.
Усиленный износ ротора по диаметру
объясняется тяжелыми условиями работы и
многообразием видов трения. Наиболее
распространенный вид износа ротора по диаметру —
абразивный, причиной которого в данном
случае в гораздо меньшей степени являются
абразивные частицы, попадание которых
извне на трущиеся пары весьма затруднительно.
Изнашивание ротора и сопряженных с ним
деталей обусловлено механическим
взаимодействием трущихся поверхностей. Абразивное
изнашивание дополняется, усиливается и
граничит с молекулярно-механическим
изнашиванием, или схватыванием, имеющим несколько
другую природу и характер.
Такой вид износа обнаруживается на
трущихся поверхностях в виде местных кратеро-
образных углублений с рваными краями и
навалами металла, глубоких и широких канавок,
а также наростов. Наросты представляют
собой блестящие или матовые пятна
разнообразной неправильной формы. Они могут
принимать вид черных блестящих пятен
вытянутой формы по направлению движения и даже
черных блестящих полос от их
«размазывания» в виде хвоста за наростом. Впереди
нароста обычно образуется глубокая борозда
(рис. 1).

Рис. 1. Наростообразования на роторе.
Аналогичный износ наблюдается у шатунов
с баббитовой заливкой компрессоров типа
2ФВ-6Д Такие виды .разрушений
-поверхностей наиболее опасны для большинства
деталей компрессора, поскольку сопровождаются
интенсивным изнашиванием трущихся
поверхностей, что приводит к заклиниванию и
поломке деталей.
Осповидный износ, сопутствующий трению
качения (например, ротора по цилиндру,
шариков и роликов подшипников), определяется
процессами микропластических деформаций
сжатия, упрочнения и разупрочнения металла
поверхностных слоев, остаточными
напряжениями и явлениями усталости металла.
Разрушение (поверхностей при ос по видном износе
характеризуется возникновением
микротрещин в поверхностных слоях, единичных и
групповых впадин. Осповидный износ наиболее
характерен для колец и шариков
шарикоподшипников (рис. 2).
Клапан и пружина клапана чаще всего
выходят из строя из-за окислительного
изнашивания, при котором одновременно происходят
пластическая деформация поверхностных ми-
крообьемов, а также диффузия кислорода и
активных составляющих фреона в
пластически деформируемые объемы. Наиболее
активно эти процессы протекают в точках
соприкосновения пружины с
клапаном и клапана с седлом.
Происходит. образование
твердых растворов и частиц
окислов металлов с
дальнейшим их постепенным
выкрашиванием. Этим
объясняется появление продуктов
изнашивания в виде
темно-серого, почти черного или
коричневого порошка,
состоящего в основном из
окислов железа.
В результате такого
изнашивания детали приходят в
негодность, так как после
снятия слоя окислов
толщина их значительно
уменьшается. Пружины при этом
совершенно теряют
упругость. На клапанах и
пружинах появляются трещины,
приводящие к излому
деталей.
Пружины, пластины
клапана и седла также
подвержены абразивному износу,
что наблюдается по
образованию полос износа,
превращающихся иногда в уступы
глубиной 0,05—0,1 мм. Причиной усиленного
износа до образования уступов чаще всего
является искусственное усиление пружин, их
подгибание, которое увеличивает износ.
Сравнение величины износа одних и тех же
пар трения компрессоров разных типов
показывает, что наибольший по величине износ у
деталей сопряжения эксцентрик—шатун
компрессоров типа 2ФВ-К5 и, прежде всего, в
связи с неудачным подбором материалов
данной пары трения и несовершенством
конструкции (большой эксцентриситет и диаметр
эксцентрика).
Установка осушительных патронов и
фильтров тонкой очистки дает возможность
уменьшить количество влаги в системе и попадание
абразивных частиц, что значительно
уменьшает износ деталей компрессоров, особенно
окислительный и частично абразивный.
Л. А. ПАНАСЕНКО, А. В. ПЕКАР — Укрглав-
торгтехника
Рис. 2.
Осповидный износ колец и
шаоиков.
49

Регулятор температуры ПТРВ-ЗТ
Полупроводниковый трехпозиционный
регулятор температуры тропического исполнения
ПТРВ-ЗТ является командным прибором для
регулирования температуры жидких и
газообразных сред в системах кондиционирования
воздуха, работающих в условиях влажного
тропического климата.
Прибор ПТРВ-ЗТ (рис. 1) изготовляется в
шести модификациях на разные диапазоны ре-
621—52
гулируемых температур: ПТРВ-ЗТ-01 (—40-f-
—20°С), ПТРВ-ЗТ-02 (—30ч—5°С),
ПТРВ-ЗТ-03 (—10-т-+15°С), ПТРВ-ЗТ-04
E~35°С), ПТРВ-ЗТ-05 C0-ь60°С),
ПТРВ-ЗТ-06 E0-f-100°C). -
Чувствительным элементом регулятора
температуры служит медный термометр сопротив-
ления градуировки 23 (ГОСТ 6651—59).
Термометр сопротивления включается в плечо
моста переменного тока. Напряжение
разбаланса моста подается на вход усилителя. Фаза
сигнала зависит от знака изменения
регулируемой температуры. Усиленный сигнал
поступает на фазочувствительный ключ,
который управляет электромагнитными реле и
подает команды на электрические
исполнительные механизмы.
На передней панели прибора расположены
задатчики температуры и дифференциала,
переключатель режимов работы, два тумблера
ручного включения команд и сетевой
предохранитель.
Если переключатель режимов работы нахо-
ШР
Рис. 1. Полупроводниковый трехпозиционный
регулятор температуры тропического исполнения ПТРВ-ЗТ.
ЗидА
т
т
i
110
%\
нг
Рис. 2. Габаритные
размеры прибора ПТРВ-ЗТ.
~*-
*
+
%
-А
9 г-
8
17
Ш
16
1
г
3
21
7
14
ZZ
—1
г J ЗИМ-1 [—,
1 L J I
J г 1
Азим-zV
1 [_
—i <;
1
A-
—-d
>-—
И
A'
1
1
i
1
1
1
I
>w/
1
1
1
1

1
1
_J
1
i i
1 i
Д
1
И
Г j
Рис. 3. Схема внешних соединений:
щр — штеккерный разъем; С —
контакт импульсного прерывателя;
И — подключение питания; ЭИМ-1,
ЭИМ-2 — электрические
исполнительные механизмы; Э — экран
кабеля; Д — датчик—термометр
сопротивления.
50

дится в положении «ручной», автоматическое
питание прибора отключается и управление
электрическими исполнительными
механизмами производится при помощи тумблеров
включения команд «ниже» и «выше». В положении
переключателя режимов «автомат»
управление электрическими исполнительными
механизмами выполняется в соответствии с
изменениями регулируемой температуры.
Прибор ПТРВ-ЗТ предназначен для работы
при температуре окружающей среды от 5 до
45°С и относительной влажности до 95%.
Потребляемая -мощность не более 15 в-а при
220 в.
Прибор выпускается только для щитового
монтажа. Габаритные размеры приведены на
рис. 2. Основная погрешность шкалы задатчика
температуры при номинальном напряжении
питания и температуре окружающей среды
20±5°С и дифференциале до 5°С не
превышает ±0,6°С.
К 60-летию Анатолия
В октябре 1969 г. исполнилось 60 лет
видному ученому и специалисту в области
холодильной техники доктору технических наук
Анатолию Аркадьевичу Гоголину.
А. А. Гоголин начал работать в
холодильной промышленности в 1930 г. по окончании
Московского высшего технического училища
им. Н. Э. Баумана.
• С 1930 по 1933 гг. А. А. Гоголин работал
ив московском заводе «Компрессор»
инженером механического цеха и старшим
инженером-конструктором.
В 1933 г. Анатолий Аркадьевич перешел
во ВНИХИ, где он был вначале старшим
научным сотрудником, а затем руководителем
механического сектора. В настоящее время
А. А. Гоголин руководит во ВНИХИ
лабораторией кондиционирования воздуха.
А. А. Гоголиным выполнен большой
комплекс научно-исследовательских работ в
области теплообмена в холодильной
аппаратуре, обратного охлаждения воды и
кондиционирования воздуха.
Прогресс в совершенствовании средств и
методов кондиционирования воздуха в
СССР во многом связан с результатами
работ Анатолия Аркадьевича.
Докторская диссертация А. А. Гоголина по
проблеме осушения воздуха с помощью
холодильных машин заложила основы этой
новой и очень важной отрасли холодильной
Для модификации ПТРВ-ЗТ-06 основная
погрешность составляет ±1°С при
дифференциале до 5°С и ±2°С при дифференциалах
от 6 до 12°С.
Разрывная мощность контактов ПТРВ-ЗТ
500 в-а активно-индуктивной нагрузки
переменного тока частотой 50 гц при
коэффициенте мощности не менее 0,5. Длина
соединительной линии от прибора до термометра
сопротивления ^300 м при условии
использования экранированного кабеля с активным
сопротивлением каждой жилы не более 5 ом.
На рис. 3 дана схема внешних соединений.
Приборы ПТРВ-ЗТ данной серии обладают
повышенной надежностью и могут работать в
тяжелых температурно-влажностных
условиях.
Канд. техн. наук Ю. С. ДАВЫДОВ — НИИсантехники,
И. Т. МИХАЙЛОВ — СКБприбор
Аркадьевича Гоголина
техники, получившей за последние годы
значительное развитие.
Результаты исследований Анатолия
Аркадьевича опубликованы в книгах, статьях и
ряде научных докладов на всесоюзных и
международных научных конференциях и
симпозиумах. Им опубликовано более 90
научных работ.
С 1934 г. А. А. Гоголин активно
сотрудничает в журнале «Холодильная техника», где
напечатано свыше 40 его статей. С 1957 г. он
является активным членом редакционной
коллегии журнала.
Своими глубокими знаниями и богатым
опытом Анатолий Аркадьевич принес
большую пользу предприятиям мясной,
молочной и холодильной промышленности,
заводам холодильного машиностроения.
Большое внимание Анатолий Аркадьевич
уделяет подготовке молодых научных
кадров.
Наряду с научной деятельностью А. А.
Гоголин ведет большую общественную работу
во ВНИХИ и в НТО пищевой
промышленности. Он является заместителем председателя
Комитета по холодильной технике и
технологии ЦП НТО пищевой промышленности.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляют
Анатолия Аркадьевича Гоголина с юбилеем и
желают ему долгих лет здоровья и дальнейших
творческих успехов.
51
SB

КОНСУЛЬТАЦИЯ
Ремонт фреонового герметичного компрессора
621.57.041—213.4.004.67
Ремонт герметичного компрессора
осуществляется по технологической схеме, приведем-
ной на рис. 1.
/
II
±
ш
4
л
'1
111
2\
'
IY
¦\
!
У
\
f
VI
5
7
8
Рис. 1. Технологическая схема
ремонта герметичного
компрессора:
/ — разрезка компрессора;
// — визуальная дефектация и
демонтаж компрессора; III —
удаление статора; IV —
разборка, дефектация, ремонт,
сборка компрессора, промывка
деталей; V — проверка
производительности, дефектация;
VI — мойка в органическом
растворителе; VII — удаление
остатков раствора; VIII
—хранение в сушильном шкафу;
1 — верхний полукожух; 2 —
компрессор; 3 — нижний
полукожух; 4 — исправный статор;
5 — неисправный статор (в
электроцех); 6 — крепежные
детали, амортизаторы; 7 —
запасные части со склада; 8 —
дефектные детали.
Для разрезки кожуха компрессора можно
использовать обычный токарный станок с
высотой центров не менее 300 мм, например
ДИП-300. Однако при значительной
производительности желательно применять
специализированный станок. Поэтому для разрезки
кожуха был сконструирован станок на базе ра-
диально-сверлильно'го типа 2А-512 (рис. 2), что
позволило упростить изготовление станка и
использовать принцип карусели три резке
сварочного шва вместо его фрезерования.
На массивной чугунной станине 1 станка
установлен специальный червячный редуктор
2, на вертикальной оси которого закреплен
стандартный трехкулачковый патрон S (уста-
Рис. 2. Станок разрезки кожухов.
52

новочный диаметр до 400 мм). Привод
редуктора осуществляется от трехфазного
асинхронного двигателя 4 мощностью 1 кет с числом
оборотов 1440 в минуту через клиноременную
передачу 5; скорость вращения выходного
вала 24 об J мин.
Суппорт 6 перемещается по направляющей
хобота 7 и вместе с ним вокруг стойки 8
станка. Для прижима разрезаемого кожуха
компрессора 9, закрепленного в патроне 3,
предусмотрен специальный сварной кронштейн 10 с
пинолью 11, имеющий фиксатор 12.
Четырехлетняя практика эксплуатации
станка показала его надежность.
Продолжительность процесса разрезки одного кожуха
составляет 4—5 мин. На станке можно разрезать
ресиверы и кожухи герметичных агрегатов
различных марок.
После снятия верхнего полукожуха проводят
визуальную дефектацию компрессора, цель
которой — выявление состояния его
электрической части.
При визуальной дефектации устанавливают
либо отсутствие видимых дефектов, либо
характер сгорания электродвигателя: «грязное»,
«получистое» и «чистое».
При «грязном» сгорании фреон и масло
разлагаются с образованием смолистого черного
осадка и твердой полимеризованной пленки,
отлагающейся -на поверхностях деталей и
узлов компрессора. Продукты сгорания
обнаруживаются, как правило, на (всасывающей и
нагнетательной сторонах компрессора. При
этом заметно возрастает кислотное число
масла.
При «получистом» сгорании изменяется цвет
масла или выпадает сажа на поверхностях,
возможно возрастание кислотности, однако за-
коксованных твердых образований не
наблюдается.
«Чистое» сгорание обычно связано с
локальным выгоранием нескольких витков обмотки
(иногда даже не обнаруживаемых визуально),
цвет масла близок ik первоначальному, без
помутнения.
Ремонт агрегатов после «грязного» сгорания
встроенного электродвигателя весьма сложен
и требует специального рассмотрения.
Герметичные компрессоры при «получистом»
и «чистом» сгорании ремонтируют по единой
технологии.
Демонтированный из нижнего полукожуха
после отпайки проводов мотор-компрессор
устанавливают на специальное
технологическое кольцо 1 (рис. 3). Все установочные
размеры технологического оборудования и
приспособлений унифицированы с размером этого
кольца.
Рис. 3. Устройство для демонтажа статора.
Независимо от обнаруженных дефектов
удаляют из компрессора статор. Для этого
компрессор устанавливают на
подставку-треножник 2, закрепляют зажимами 3, после
чего демонтируют статор путем легкого
постукивания специальной выколоткой 4 по статор-
ному железу. Чтобы не повредить обмотку
статора, под треножник подкладывают лист
мягкой резины. Ранее для демонтажа
статора использовался специальный съемник,
однако практика показала нецелесообразность
его применения, в частности из-за расслоения
статорных листов.
Демонтированные из компрессоров статоры
направляют в электроцех, где их подвергают
комплексной дефектации и ремонту. Статоры
транспортируют в специальных кассетах,
которые можно устанавливать друг на друга,
что экономит рабочие площади.
Компрессор с технологическим кольцом
доставляют на тележке к участку ремонта.
Здесь, также на треножнике, компрессор
разбирают и дефектуют детали. При этом
клапанные пластины и прокладки независимо от
их состояния заменяют полностью. Особенно
тщательно осматривают трущиеся пары. При
наличии на их поверхностях задирав, трещин,
царапин, следов неравномерного износа и
других дефектов детали бракуют.
Годные детали компрессора промывают в
моечной машине.
Для того чтобы детали различных
.компрессоров не перепутались и не повредились во
время мойки, их укладывают в специальную
корзину.
Собранный на треножнике компрессор
обкатывают вхолостую, а затем проверяют его
производительность на стенде (рис. 4).
Стенд представляет собой пневмосистему,
состоящую из двух емкостей 1 и 2,
расположенных соответственно на стороне всасывания
и нагнетания (рис. 4, а). В емкости на сторо-
53

3 (V\
Ys
ft dTl
у
9
Ф
fl-
Рис. 4. Ст.енд обкатюи компрессора и проверки его
производительности:
а — технологическая схема; б — общий вид.
не всасывания редукционным клапаном 3
поддерживается давление сухого воздуха (точка
росы —55°С), равное атмосферному.
Нагнетательные и всасывающие полости компрессора
соединяются с пневмосистемой стенда дюрито-
вым-и шлангами 4 со специальными
присоединительными разрезными гайками. Давления
всасывания и нагнетания контролируются
соответственно ма'новакуумметром 5 и
манометром 6,
Для проведения обкатки компрессор с
технологическим кольцом 1 (рис. 4, б)
устанавливают на плиту стенда. С помощью
рукоятки 2 масляная ванна 3 поднимается так,
чтобы компрессор был погружен в масло до
необходимого уровня. Телескопической цангой 4
ротор компрессора соединяется с
электродвигателем 5.
При холостой обкатке, когда полость
нагнетания соединена с атмосферой, ваттметром
6 типа Д-343 контролируется мощность
холостого хода компрессора (косвенно таким
образом проверяется качество сборки трущихся
пар), а вольтметром 7 типа Э-34 —
(напряжение питающей сети.
При проверке производительности
соответствующим переключением рукоятки
универсального переключателя 8 в схему
включается электросекундомер 9, работа которого
сблокирована с пусковой кнопкой (компрессора, и
полость нагнетания соединяется с емкостью
10. Когда давление на нагнетательной
стороне достигает заданного значения 10 кгс/см2
(избыточное), реле давления автоматически
отключает компрессор и секундомер. При этом
на секундомере остается зафиксированным
время достижения давления.
В процессе обкатки контролируется
давление >на стороне всасывания и затрачиваемая
компрессором мощность. После остановки
компрессора при избыточном давлении на
стороне нагнетания 10 кгс/см2 по повышению
давления на стороне всасывания проверяют
также качество клапанной группы.
После обкатки компрессор промывают в
органическом растворителе, остатки которого
удаляются потоком теплого воздуха F0—
70°С) в промежуточной сушилке.
До операции запрессовки статора
компрессор хранится в шкафу в атмосфере сухого
воздуха при 65—70°С.
Я. Н. АРШАНСКИЙ — Ленинградский
специализированный комбинат холодильного оборудования
С. Л. ЖУКОБОРСКИЙ — Ленинградский
технологический институт холодильной промышленности
54

НОВЫЕ
ИЗОБР1
HI/1 Я!
Класс 27 с, 17 МПК F 04 с
№ 235901 A202590/24-6 от 11 декабря 1967 г.)
С. М. Алтухов, Р. И. Г и р о, В. Д. Кузнецов,
И. С. М у с т ю к о в, К. П. Тимошенко и Ю. А. Ч у-
жайкин
Способ аварийной защиты многоцилиндрового
компрессора
Способ аварийной защиты многоцилиндрового
компрессора от механических повреждений путем замера
температуры нагнетания в каждом цилиндре и подачи
сигнала на исполнительный механизм отключения
компрессора, отличающийся тем, что с целью повышения
надежности защиты отключение производят по
сигналу разности температуры между любой парой
цилиндров.
САУ
~гт
I L I
Классы 17 с, 2/01; 42 q, 2/03 МПК F 25 d; G 05 d
№ 239359 A173919/18-24 от 17 июля 1967 г.)
Авторы изобретения А. А. С о л о м к о, Л. Н.
Стр о некий, А. И. Руд н а я, А. П. Ефремов и
В. М. Этингер
Заявитель Всесоюзный
научно-исследовательский институт по электробытовым машинам и приборам
Двухкамерный бытовой холодильник
Двухкамерный бытовой холодильник по авт. св.
№ 234431, отличающийся тем, что с целью стабильного
поддержания заданных значений температур в
морозильной и холодильной камерах в нем катушка реле
соединена одним концом с клеммой питания, а другим—
с подвижным контактом биметаллического датчика,
расположенного в морозильной камере, неподвижные
контакты которого соединены с другой клеммой питания
через перекидывающийся контакт реле, а катушки
соленоидного привода соединены одним концом с
клеммой питания, а другими через перекидывающийся
контакт соленоидного привода с неподвижными контактами
биметаллического датчика, расположенного в
холодильной камера, подвижной контакт которого соединен со
второй клеммой питания.
Класс 17 g, 4 МПК F 25 j
№ 239362 A102761/23-26 от 19 сентября 1966 г.)
Автор изобретения Я. С. Кан
Заявитель Физико-технический институт АН
Украинской ССР
Способ изготовления сосуда Дьюара
1. Способ изготовления сосуда Дьюара для жидкого
гелия с герметизированным пространством между
внутренним и наружным сосудами, отличающийся тем, что
с целью сокращения времени предварительного
охлаждения внутреннего сосуда в межстенном пространство
оставляют воздух при атмосферном давлении и
комнатной температуре.
2. Способ по п. 1, отличающийся тем, что с целью
уменьшения испарения жидкого гелия на дне
наружного сосуда помещают адсорбент, например
активированный уголь.
55

КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
О новом справочнике по малым холодильным машинам
и установкам
И. X. Зеликовский, Л. Г. Каплан. Справочник по малым холодильным машинам и установкам.
М., «Пищевая промышленность», 1968, тираж 75000 экз., 319 стр. Цена 2 руб. 26 коп.
За последнее время в связи с широким применением
малых холодильных установок значительно увеличился
круг людей, связанных с их проектированием,
монтажом и обслуживанием. Между тем справочные
сведения по малым холодильным установкам были
помещены в отдельных книгах, статьях и т. п., что,
естественно, затрудняло пользование ими. Издание справочника
по малым холодильным машинам и установкам
является своевременным. Он, безусловно, станет настольной
книгой дл-я специалистов по малым холодильным
установкам.
В книге собран ценный фактический материал в
виде чертежей, схем, таблиц, технических данных и т. д.
Она состоит из трех разделов: малые холодильные
машины; малые холодильные установки; монтаж,
эксплуатация и ремонт холодильных машин и установок.
В первой главе помещены общие сведения по
основным холодильным агентам, применяемым в малых
холодильных машинах: фреонам-12 и 22. Вторая глава
посвящена .герметичным, бессальниковым и открытым
компрессорам. Приведены сведения по всем отечественным
и наиболее известным у нас иностранным типам
компрессоров. В целом глава написана хорошо, однако есть
некоторые замечания.
Так, не приведен график холодопроизводительности,
потребляемой мощности и удельной
холодопроизводительности компрессора КВА. Часовой объем, описанный
поршнем этого компрессора, завышен, так как
рассчитан на синхронное число оборотов. Для всех других
компрессоров объем, описанный поршнем, рассчитан
правильно, по асинхронному числу оборотов. Указано
(стр. 7), что Бакинский завод выпускает компрессоры
холод ©производительностью до 2000 ст. ккал/ч, тогда
как он выпускает только компрессоры КВА на
1000 ст. ккал/ч.
Третья и четвертая главы содержат интересные
сведения по воздушным и водяным конденсаторам, а
также вспомогательному оборудованию, входящему в
состав компрессорно-конденсаторных агрегатов.
Недостатком этих глав являются досадные опечатки. Например,
позиции в подрисуноч'ной подписи к рис. 47 не
соответствуют указанным на этом рисунке.
В главе пятой приведены исчерпывающие сведения
о холодильных агрегатах как отечественных, так и
некоторых зарубежных, нашедших применение в нашей
стране, их типы и технические характеристики. То же
можно сказать и о главе шестой, посвященной
электрооборудованию агрегатов.
Главы седьмая и восьмая посвящены комплексным
малым холодильным машинам и их испарителям, а
девятая — приборам и схемам автоматизации.
В разделе втором описаны конструкции и приведены
технические характеристики холодильных установок:
торгового холодильного оборудования, домашних
холодильников, авторефрижераторов и автономных
кондиционеров.
Раздел написан хорошо, но имеются замечания. Так,
на рис. 206 показана изоляция низкотемпературной
камеры НКР-1, очевидно, из гофрокартона или шевелина.
В настоящее время для изоляции этих камер
применяется только пенопласт. Раздел главы X «Нормы
оснащения торговых предприятий холодильным оборудованием»
написан без ссылок на первоисточники, хотя эти нормы
разработаны не авторами справочника. Глава «Ремонт
герметичных холодильных машин» (одна страница)
выглядит конспективной, особенно по сравнению с
предыдущей «Ремонт холодильных машин с открытым
компрессором», которая занимает 28,5 страницы.
Все эти замечания желательно учесть при
переиздании книги, которое необходимо осуществить в
ближайшее время, учитывая, что справочный материал
довольно быстро устаревает.
Приведенные замечания не снижают общей высокой
оценки книги. Она является необходимым пособием для
специалистов, работающих в области малых
холодильных установок.
Доктор техн. наук А. А. ГО ГОЛ И Н
56

К 60-летию Дмитрия Моисеевича Иоффе
24 августа с. г. (наполнилось 60 лет одному из
ведущих научных сотрудников ВНИХИ кандидату
технических наук Дмитрию Моисеевичу Иоффе.
Почти всю свою сорокалетнюю инженерную и
научно-техническую деятельность Д. М. Иоффе посвятил
теплотехнике и холодильной технике. Им были выполнены
исследования по теплообмену в камерных .ребристых
батареях, а также в конденсаторах воздушного
охлаждения малых холодильных машин. Он разработал
государственные стандарты на типы и основные параметры
герметичных холодильных агрегатов, определяющие
развитие этой отрасли холодильной техники-.
Большая работа была проведена Дмитрием
Моисеевичем по разработке методики, созданию стендов и
исследованию малых холодильных агрегатов. В 1962 г. он
организовал во ВНИХИ лабораторию
термоэлектрического охлаждения, которая добилась больших успехов во
внедрении законченных работ в промышленность. Его
книги и брошюры по различным вопросам холодильной
техники, особенно по малым холодильным установкам,
известны всем специалистам-холодильщикам.
Дмитрий Моисеевич 'Принимает активное участие в
работе журнала «Холодильная техника» в качестве
автора, рецензента и спецредактора.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляет Дмитрия Моисеевича с
60-летним юбилеем и желают ему доброго здоровья и
дальнейших творческих успехов в работе.
новости
ИНОСТРАННОЙ
•ХНИКИ =
Опреснение воды вымораживанием
В связи с резким увеличением потребления пресной
воды во многих районах мира стал остро ощущаться ее
недостаток. Один из путей решения проблемы
водоснабжения — опреснение 'практически неограниченных
запасов морских и минерализованных континентальных
вод. За последнее десятилетие развернулись
интенсивные работы по совершенствованию известных и поиску
принципиально новых методов опреснения [1—14]. К
перспективным методам, которые усиленно
(разрабатываются за рубежом, относятся обратный осмос и
искусственное вымораживание [1—5].
Процесс опреснения соленых вод вымораживанием
имеет технологические, энергетические и экономические
преимущества даже перед таким хорошо изученным,
процессом, как дистилляция. 0,преснение при отрицательных
температурах уменьшает коррозионное воздействие на
оборудование, что позволяет применять более дешевые
конструктивные материалы. В процессе 'работы
опреснителя соли не выпадают, поэтому не образуется накипи,
551.464.09.66.065.512
Контактный теплообмен между холодильным агентом и
соленой водой в новых технологических процессах
полностью исключил применение поверхностных
теплообменников, что упростило конструкцию аппаратов
опреснителя и снизило стоимость оборудования ,и самого процесса
опреснения воды.
На рис. 1 и 2 приведена стоимость, удельные
капиталовложения и затраты, энергии на опреснение морокой
воды разными методами [1—8]. Представленные
проектные показатели (метода вымораживания получены
Службой соленых вод США (OSW) на основе испытаний
двух опытных установок, работающих по процессу Стра-
зер—Умано [1—5].
На графиках видно, что чем выше
производительность установки, тем очевиднее преимущества метода
опреснения воды (вымораживанием перед другими
методами. Исключение составляет опреснение солоноватой
воды электродиализом, которое будет дешевле опреснения
морской воды вымораживанием и дистилляцией. Опрес-
57

ПроиздоНи тель иость ус тан одна, мЩтна
Рис. 1. Зависимость стоимости опреснения воды
разными методами от производительности
установки.
нение морской воды вымораживанием в указанном
диапазоне производителшостей экономически выгодно (по
стоимости опреснения и капитальным затратам).
Расход энергии при опреснении воды выморажива-
HHeiM на малых установках сопоставим с дистилляцией в
длинных вертикальных трубах (ДВТ) и адиабатных
многоступенчатых опреснителях (AM). На установках
производительностью свыше 10000 м3/сутки
энергозатраты на вымораживание минимальны.
Основные зарубежные лабораторные, опытные и
опытно-промышленные опреснительные установки,
работающие до методу вымораживания, указаны в таблице.
Сущность метода выморажизания состоит в том, что
при охлаждении солевого раствора ниже точки крнстал-
лизашии образуются пресные кристаллы льда, которые
после отделения и очистки от рассола дают талую
воду питьевого качества.
Соленая вода замораживается различными :посо-
бами.
При косвенном замораживании теплота
кристаллизации отводится от соленой воды через теплопередаю-
щую стенку, т. е. так же, как в обычных
льдогенераторах. Косвенное замораживание использовано в
установках, построенных во Франции на о. Иль-де-Йё и
в Югославии в г. Любляна. Производительность Первой
60, второй 24 м3/сутки пресной воды. Из за большого
расхода энергии этот способ малоперспективен.
При контактном замораживании холодильный агент
(вода или неом сшивающиеся с водой сжиженные газы—
хлористый метил, углеводороды, фреоны и др.)
вспрыскивается непосредственно в раствор. Этот способ более
эффективен благодаря снижению необратимых потерь.
Американская фирма «Кернер» в 1956 г. начала
разрабатывать технологический процесс опреснения
вымораживанием, OiChoванный на испарении воды в вакууме
[4]. Из-за сложности схемы значительно снизить
стоимость опреснения неудалось, поэтому разработка этого
метода была прекращана.
В 1958 г. израильским ученым А. Зархиным была
предложена другая схема опреснения воды методом ва:
куумного вымораживания* В этой схеме вода замора-
* Колодин М. В. и др. Новая схема опреснения
морской воды вымораживанием. «Холодильная техника»,
1967, № 1.
Рис. 2. Зависимость удельных капиталовложений и
затрат энергии на опреснение морской ©оды от
производительности установки:
ДВТ — дистилляция в длинных вертикальных трубач;
AM — адиабатное многоступенчатое испарение; ПК —
парокомпрессионная дистилляция; ВХ —
вымораживание с помощью вторичного холодильного агента
(процесс Стразер—Умано).
живалась контактным способом. В США в 1962 г. было
изготовлено пять опреснительных агрегатов с расчетной
производительностью 228 м3/'сутки каждый, работающих
по методу А. Зархина [4]. Один из них был установлен
на полигоне Службы соленых вод в Райтсвилл-Биче
(США, шт. Сев. Каролина), а четыре других
смонтированы в порту Эйлат (Израиль).
Все агрегаты опреснителя в Эйлате имели одну
общую аммиачную холодильную машину для
производства блочного льда производительностью 1,7 т/ч.
Морская вода после теплообменников подавалась в
машину, откуда охлажденная вода вместе со срезаемым
скребком льдом перекачивалась в гидроконверторы,
компенсируя таким образом тепловые потери в системе.
Первоначальные затраты энергии составили 22 кет • ч/м3
пресной воды.
В 1965 г. схема была усовершенствована: установлен
более мощный .паровой компрессор с профилированным
ротором и диффузором, диабатичеокий к .л .д. которою
увеличен до 60%; улучшена система распределения
льда в плавильнике; в каждый плавильник помещен
змеевик свый испаритель для конденсации остающихся
водяных паров и компенсации таким образом теплового
баланса системы; температура испарения -аммиачной
холодильной машины повышена с —27 до —4°С и т. д. В
результате производительность каждого из трех
модернизированных в 1966 г. агрегатов (одного в Райтсвилл-
Биче) увеличилась до 380, а пиковая даже до 450 м3/сут-
ки, удельные затраты энергии снизились до 12—14 кшХ
Х^/^3, стоимость опресненной воды доведена до 33—
35 цент/м3, при этом от температуры морской воды она
зависит незначительно [4—1967, 7, 9].
В 1967 г. одна модернизированная установка
продана Италии. Установка монтируется в г. Бари [7, 9].
Под Тель-Авивом построена опытная установка, где
в одном корпусе размещены основные узлы опреснителя:
58

Местонахождение
0. Иль-де-Йе, Франция
Райтсвилл-Бич, США
Токио, Япония
Сент-Питерсберг, США
Окснард, США
Любляна, Югославия
Эйлат, Израиль
Райтсвилл-Бич, США
Там же
1 *
*
*
Стокпорт, Англия
Токио, Япония
Там же
Барн, Италия
Райтсвилл-Бич, США
Год

строительства
1953
1959
1959
1961
1961
1962
1963
1963
1964
1965
1965
1966
—
1966
Проект

Монтируется
Строится
Тип
установки
Опытная
То же
»
9
9
Опытно-

промышленная
Опытная
То же
Опытно-

промышленная
Опытная
То же

Лабораторная
То же
Опытная
Опытно-

промышленная
Опытная


дительность
м3[Сутки
60
56
192
134
72
24
4X228
58
760
228
38
76
0,8
3,0
120
450
141
Холодильный
агент
Аммиак
Вода
Изобутан
Бутан
Изобутан
Аммиак
Вода
Бутан
То же
Вода
Пропан
Фреон-12
Бутан
Фреон-21
То же
Вода
Фреон-С318
Способ

замораживания
Косвенный
Контактный
То же
я
Косвенный
Контактный
То же
и
п

Контактный, гид-
ратный
То же
Контактный

Контактный, гид-
ратный
То же
Контактный
То же
1
Устройство для
сепарации
и очистки
кристаллов льда
Фильтр и
оплавление
льда воздухом
Колонна
Центрифуга
Колонна
Центрифуга
То же
Колонна
Центрифуга
То же
Колонна
То же
»
Колонна
Центрифуга,
затем
специальное
фильтрующее
устройство
То же
Колонна
То же
Источник
информации
[5]
[4]
4
4
4
5
[4, 7, 9]
го t4' fl
[2, 4, 5, 9]
[4, 9]
[4, 9, 11]
[4, 9, 11]
[14]
[12]
[12]
[7, 9]
[Ю]
компрессор, кристаллизатор, промывная колонна,
плавильник льда л испаритель-конденсатор остающихся
паров.
Большое внимание в Израиле уделяется предохлаж-
дению исходной соленой воды. Испытываются два типа
предохладителей мгновенного вскипания с беаповерхност-
нойи поверхностной конденсацией паров отходящими
холодными потоками рассола и опресненной воды [7].
Контактное вымораживание с помощью вторичных
холодильных агентов впервые предложил в 1958 г.
проф. Корнелльского университета Г. Ф Уайгандт [4, 5].
В 1961 г. в Сент-Питерсберге (США, шт. Флорида)
построена опытная установка производительностью
134 м3/сутки, работающая на бутане. Одновременно в
Японии в Токийском химико-технологическом институте
под руководством доктора Ш Умано разрабатывался
аналогичный процесс с применением изобутана. В
1959 г. в институте построена установка
производительностью 192 м3/сутки. При экстраполяции опытных
данных указанных установок ;ia производительность
3785 м3/сутки затраты энергии
составляют в первом случае 6,9, а во втором 6,0 квт-ч/м3 [4, 5].
В США процесс опреснения морской воды
вымораживанием исследуют и разрабатывают две крупнейшие
фирмы «Сайентифик дизайн компани» и «Стразерс уеллс
корпорейшен», причем последняя является ведущей
фирмой по разработке и производству кристаллизационных
аппаратов. В результате исследований был разработан
регулируемый процесс контактного замораживания
соленой воды бутаном с образованием крупных кристаллов
льда [4]. Совместно с японским ученым Ш. Умано
фирма «Стразерс уеллс» доработала технологию процесса и
построила в Райтсвилл-Биче две опытные установки
производительностью 58 и 760 м3/сутки. Технологическая
схема последней показана на рис. 3 [4—1964].
Вода предварительно охлаждается в контактном
теплообменнике системы жидкость—жидкость, где
промежуточным теплоносителем служит газолин. В схеме
применена двухступенчатая кристаллизация, в результате
которой концентрация морской воды доводится с 3,5 до
8,9%. На установке изучается возможность получения
не только пресной воды, но и солей из
концентрированного рассола. Полные затраты энергии по проектным
данным в зависимости от производительности установки
меняются от 9 до 7 кет • ч/м3 (см. рис. 2).
Очистка кристаллов льда от маточного рассола
вначале производилась центрифугами. Однако с помощью
центрифуг добиться желаемой чистоты очистки не
удалось, так как размеры кристаллов оказались меньше, чем
предполагали. Получить более крупные кристаллы льда
не смогли, поэтому вместо центрифуг в последние годы
стали применять промывные колонны [4—1967].
Фирма «Кериер» исследовала процесс опреснения с
применением вторичного холодильного агента фреон а -
С318 [4, 10]. В результате составлен проект опытной
опреснительной установки производительностью
141 м3/сутки, монтируемой в Райтсвилл-Биче.
Оригинальна конструкция кристаллизатора и
плаз^теля льда. Внутри вертикального сосуда помещены 13
59

1—.—J-jl
iW
2о.,6°С
^ Пресная бода
25?°С
Рассол
Рис, 3 Технологическая схема опреснительной установки
производительностью 760 м3/сутки, работающей по
процессу Стразер—Умано:
/ — песчаный фильтр; 2 — насосы; 3, 16 — вакуумные насосы; 4 — деаэратор; 5 — конденсатор; 6,7 —
кристаллизаторы 1-й и 2-й ступеней; 8, 9 — центрифуги 1-й и 2-й ступеней; 10 — предохладители мгновенного
вскипания (промежуточные сосуды); // — вспомогательные компрессоры; 12— основные компрессоры; 13 — плави-
тель льда; 14 — контактный предохладитель; 15 — дебутанизатор; 17 — угольный фильтр.
тарелок^желобов, по которым рассол, сделав почти
полный оборот, переливается сверху последовательно на
нижние тарелки. Таким образом увеличивается время
пребывания в кристаллизаторе раствора и кристалло'в
льда. Так как фреон-С318 тяжелее воды, то он
подается в раствор сверху из оросителей, находящихся над
каждой тарелкой. Перемешивается раствор кипящим
холодильным агентом. Чтобы фреон выкипал полностью и
не скапливался на дне тарелок, высота слоя воды в них
поддерживается 7,62 см. При равновесной концентрации
раствора 7,0% и Д^=0,6°С размер получаемых
кристаллов льда 0,3 мм. С увеличением А/ кристаллы
уменьшаются [10].
Проектом предусмотрен вакуумный лредохладитель
мгновенного вскипания, так как установлено, что из трех
типов предохладителеи: трубчатых теплообменников,
контактных с системой жидкость—жидкость и вакуумных
мгновенного вскипания—последний является самым
экономичным.
В Англии начаты исследования процесса опреснения
вымораживанием с применением вторичного
холодильного агента бутана. Английским специалистам в
кристаллизаторе безмешалочного типа с дутьевой трубой, где
раствор перемешивается кипящим агентом и рецирку-
лирующим рассолом, удалось получить крупные
кристаллы льда размером до 1,0 мм [6].
В 1959 г. фирма «Коппер» (США) предложила
новый, так называемый гидратный процесс опреснения
воды [4]. Сущность метода заключается в том, что
некоторые газы (углеводороды и фреоны), являющиеся
холодильными агентами, в то же время при определенных
условиях вступают в химическую реакцию с водой,
образуя кристаллогидраты. Гидраты при нагревании
распадаются на газ и чистую воду. Этот процесс особенно
перспективен, так как температура гидратообразования
некоторых агентов близка к температуре окружающей
среды. Суммарные энергетические затраты на
опреснение составляют 4—6 кет • ч/м*.
В 1965 г. эта фирма построила в Райтсвилл-Биче
опытную пропангидратную установку
производительностью 38 м3/сутки [4—-Л966]. Там же в 1966 г. фирма
«Свит уотер дивелопмент» построила вторую гидратную
опреснительную установку производительностью
76 мъ1сутки, которая будет работать на фреоне-12.
Первые испытания устано!вок прошли успешно [11].
Гидратный процесс разрабатывается также в Японии.
Установлено, что лучшим гидратообразующим агентом
из фреонов-12, 21 и 22 является фреон-21 [12]. В
настоящее время проектируется опытная установка
производительностью 120 м3/сутки, где предполагается
использовать этот агент.
В заключение обзора отметим, что из-за отсутствия
60

полных и сравнимых данных невозможно детально
проанализировать энергетические и экономические
показатели различных холодильных циклов и процессов. Ф'иш-
бек [1] сравнил проектные данные трех установок
производительностью 37850 м3/сутки, работающих по
процессам Стразер—Умано и Кериер (вакуумное
замораживание) с абсорбционной и компрессионной схемами.
Вакуумное замораживание с абсорбционной схемой
хуже компрессионной, но последний способ уступает
процессу Стразер—Умано по энергозатратам, а по -стоимости
опреснения и капиталовложениям дороже в 1,5 раза.
Вероятно, поэтому фирма «Кериер» отказалась от
дальнейшей разработки этого процесса.
ЛИТЕРАТУРА
1. Fischbeck К. Die industrielle Herstellung von
Susswasser aus dem Meer. «Chemiker-Ztg. (Chem.
Apparatur)», 1965, Bd. 89, S. 79—91.
2. M u 11 e г J. G. Advances in conversion of sea water
to fresh water. «Chemical Engineering Progress»,
1963, vol. 59, No. 12, p. 53—58.
3. R e i s M. T. La desalination de l'Eau de Mer. «Rev.
Assoc, franc, techn. petrole», 1967, N. 181, p. 47—73.
4. Saline water conversion reports ...1963, 1964, 1965,
1966. Washington, OSW, U. S., Dep. of the Interior,
1964, 1Э65, 1966, 1967.
5. Susswasser aus dem Meer. «Dechema Monographien»,
Bd. 47, Nr. 781—834. Frankfurt/Main, Verlag Chemie,
1962.
6. Nuclear Energy for Water Desalination. Techn. report
series, No. 51. Vienna, IAEA, 1966.
ю- 7. P а с h t e r M, Barak A. The vacuum freezing vapor
e- compression (Zarchin) process, present status and fu-
m- ture trends. «Desalination», 1967, vol. 2, No. 3,
ok p. 358—367.
no 8. S i n d t H. A. a. o. Costs of Power from Nuclear De-
[0- salting Plants. «Chemical Engineering Progress»,
«и. 1967, vol. 63, No. 4, p. 41—45.
ty- 9. В a r d u h n A. J. a. o. Review of the Second European
ю- symposium on fresh water from the sea, May 9—12,
та Athens, Greece. «Desalination», 1967, vol. 2, No. 1,
ie- p. 5—12.
ib- 10. Experimental Investigation of Direct Freeze
separation process using refrigerant R-C318. R&D
Progress Report, No. 256, 1967. Washington, OSW, U. S.,
1967.
11. Hunter J. Engineering development in the OSW
program. «Desalination», 1967, vol. 3, No. 3, p. 384—
on 391.
m- 12. S u g i J., S a i t о S. Concentration and demineraliza-
tion of sea water by the hydrate process. «Desalina-
ter tion», 1967, vol. 3, No. 1, p. 27—31.
s>>» 13. Barduhn A. J. a. o. Studies on ice cristall growth
rates and hydrate reaction kinetics. Research and
*v- Development Progress Report, No. 230, 1967. Wa-
j[| shington, OSW, U. S., 1937.
э5» 14. L a n d a u M., Martindale A. Assessment of
or> crystalliser designs for a butane freeze desalination
process. «Desalination», 1967, vol. 3, No. 3, p. 318—
"*»¦ 329.
ie,
?rt Канд. техн. наук М. В. КОЛОДИН, С. СЕЙИТКУРБАНОВ—
Институт пустынь АН Туркменской ССР
В последнее время за рубежом появились модели
компрессорно-конденсаторных агрегатов цилиндрической
формы (см. рисунок), предназначенных главным
образом для автономных кондиционеров.
Английская фирма «Карлайл эйр кондишенинг»
выпустила такие агрегаты с воздушным охлаждением хо-
лодопроизводительностью 6000, 8800 и 12500 ккал/ч.
Такого же типа агрегаты выпускает американская
фирма «Кериер эйр кондишенинг» — с воздушным
охлаждением конденсатора, холодопроизводительностью от
4500 до 12000 ккал/ч и с водяным охлаждением
конденсатора, производительностью от 6000 до 9000 ккал/ч.
Компрессорно-конденсаторные агрегаты
цилиндрической формы по сравнению с агрегатами обычного типа
проще по конструкции, более компактны и при той же
холодопроиэводителыюсти значительно легче и дешевле.
Закругленные секции прочнее плоских, поэтому Для их
изготовления применяют тонкую листовую оталь. Вес
модели агрегата холодопроизводительностью
6000 ккал/ч снижен с 99,8 до 61,2 кг.
Конденсатор С-образной формы. На медные трубки
диаметром 9,5 мм, расположенные в один или два
концентрических ряда в зависимости от
холодопроиэводительности, насажены пластинчатые рифленые
алюминиевые ребра с шагом 1,8 мм. По эффективности С-образный
конденсатор не уступает обычному плоскому
конденсатору. Конденсатор служит опорой для верхнего узла
агрегата.
Новый цилиндрический компрессорно-конденсаторныи агрегат
61

Между герметичным компрессором и опорной плитой
поставлены резиновые прокладки. Это позволяет
устранить вибрацию.
Приборы управления, включая пускатель компрессора
и трансформатор, монтируются на щите у входа в
проем конденсатора, обеспечивающего свободный доступ для
обслуживания. Вентилятор с электродвигателем
расположен непосредственно над компрессором. Воздух,
проходящий через конденсатор, засасывается вентилятором
и выбрасывается вверх. Двигатель с пусковым
электрическим конденсатором поддерживается тремя
кронштейнами.
Для облегчения монтажа холодильного агрегата
разработаны латунные соединения, благодаря которым до-
РЕФЕРАТЫ |
621.572
Испытание на герметичность разъемных соединений
фреоновых трубопроводов. САТАНОВСКИЙ Д. М.,
РАХМАНОВ Ю. А. «Холодильная техника», 1969, №11,
5—8.
Описаны принципиальные конструктивные схемы
штуцерных соединений для фреоновых холодильных машин,
испытанных на плотность при наличии вибраций.
Приведены экспериментальные графики зависимости
уплотняющего усилия от внутреннего давления для прокладок
фланцевых соединений фреоновых систем. Рассмотрены
соединения с прокладками из фторопласта, алюминия,
паронита и маслофреоностойкой резины. Таблиц 2.
Библиографий 6. Иллюстраций 5.
621.565.912
Современные роторные скороморозильные агрегаты.
МЕКЕНИЦКИЙ С. Я., ИОНОВ А. Г. «Холодильная
техника», 1969, № 11, 8—11.
Приведены технические характеристики роторных
скороморозильных агрегатов МАР-8А, МАР-8АМ и
АРСА-15. Описаны результаты комплексных
технологических испытаний головного образца агрегата МАР-8АМ.
Таблиц 3. Иллюстраций 4.
621.57.044
Сопоставление различных типов теплопередающих
поверхностей кожухотрубных конденсаторов.
ДАНИЛОВА Г. Н., ИВАНОВ О. П. «Холодильная техника», 1969,
№ 11, 12—16.
Описана методика сопоставления тепловой
эффективности весов, габаритных размеров и стоимостей
конденсаторов, изготовленных из различных трубок. На
основании изложенной методики проведено сопоставление
для конденсаторов холодильных машин, изготовленных
из четырех видов трубок, работающих на аммиаке, фре-
онах-12, 142, 113, 21 и 22. Даны практические рекомен-
статочно иметь лишь один ключ, чтобы подсоединить
заряженный трубопровод к агрегату с одной стороны и к
испарителю с другой. Латунные ниппеля заводского
изготовления, устанавливаемые на компрессорно-конден-
с а торя ом агрегате, снабжены резиновыми заглушками,
которые прелраждают выход холодильного агента из
системы трубопроводов при монтаже.
«Modern Refrigeration and Air Conditioning», 1968,
April, vol. 71, No. 841.
«Air Conditioning, Heating and Refrigeration News»,
1967, May, No. 291.
Б. А. БЕРГ Э. Д. ШУВАТОВА — ВНИХИ
дации по конструированию конденсаторов. Таблиц 2
Библиографий 6. Иллюстраций 2.
536.24:621.9—462
Исследование теплообмена при кипении фреона-12 н»
гладкой и ребристых трубках. ДЮНДИН В. А.
«Холодильная техника», 1969, № Ц, 16—22.
Проведень^опыты в интервале температур кипения
^о=—30-Ы-20°С и удельных тепловых нагрузок q=
=500~-20000 вт/м2. Представлены экспериментальные
данные по кипению смеси фреона-12 и масла ХФ-12 на
одной ребристой трубке. Отмечено увеличение коэффи
циентов теплоотдачи при кипении на ребристых
трубках по сравнению с гладкими, сделаны предположения
о механизме кипения и путях интенсификации этого
процесса. Таблиц 3. Библиографий 7. Иллюстраций 4.
621.572:681.142.2
Расчет холодильных циклов фреона-12 на
быстродействующей электронной вычислительной машине. РОЗЕН
ФЕЛЬД Л. М., ВОРОБЬЕВ И. Д. «Холодильная
техника», 1969, №11, 22—26.
Рассмотрен метод расчета холодильных циклов на
ЭВМ с использованием уравнений, описывающих
термодинамические свойства холодильного агента по
заданным рабочим температурам. Приводится пример
расчета теоретического цикла одноступенчатой холодильной
машины, работающей на фреоне-12. Отмечается
возможность расчета сложных циклов и циклов тепловых
насосов. Таблиц 2. Библиографий 8. Иллюстраций 3.
621.572
Некоторые особенности термодинамических циклов
малых холодильных машин. ЯКОБСОН В. Б
«Холодильная техника», 1969, № 11, 26—30.
Освещены особенности теоретических
термодинамических циклов герметичных холодильных машин.
Показано, что работа влажным ходом, недопустимая в
машинах большой холодопроизводительности,
целесообразна в некоторых типах герметичных машин.
Определены условия, при которых энергетические
коэффициенты цикла герметичной машины выше при всасывании-
влажного пара, чем сухого. Установлено, что в малых
холодильных машинах решающее влияние на
энергетические показатели оказывает конечная разность
температур в конденсаторе и испарителе. Библиографий 9
Иллюстраций 2.
62

728.861:536.5.001.24
К расчету температурного поля искусственного
катка. ЛИХТЕНШТЕЙН Э. Л «Холодильная техника»,
1909, №11, 30—35.
Предложены расчетные формулы для определения
температурного поля искусственного катка.
Серия экспериментов методом электротепловой
аналогии на электробумаге показала, что совпадение
расчетных величин с результатами эксперимента лежит в
пределах точности метода ЭТА.
Определены оптимальные конструктивные параметры
катка: диаметр и шаг труб, толщина слоя бетона над
трубами. Таблиц 2. Библиографий 8. Иллюстраций 5.
621.565:536.5.001.2
Определение расчетной температуры наружного
воздуха. ТЕРТЕРОВ М. Н. «Холодильная техника», 1969,
№11, 36—37.
Предлагается методика определения расчетной
температуры наружного воздуха с помощью
математической статистики и теории вероятностей. Данная
методика позволяет учитывать степень надежности
сооружений и экономические факторы. Таблиц 1.
Библиографий 3.
621.565:612
Аппараты для консервации пересаживаемых органов.
ДЕРКОВСКИЙ М. М «Холодильная техника», 1969,
№ 11, 37—39.
Описаны конструкции стационарного и
малогабаритного транспортабельного аппаратов для консервации
пересаживаемых органов. Колебания температуры з
средней части аппаратов при режиме 4°С не превышают
0,5°С. Библиографий 2. Иллюстраций 3.
621.564@84.21)
Диаграмма температура — давление для раствора
метанола и бромистого лития. ГРОСМАН Э. Р., ЖУ-
РАВЛЕНКО В. Я. «Холодильная техника», 1969, № 11,
40-42, -
Приведены методика и результаты исследования
растворимости бромистого лития в метаноле. Построена
—^ lgp-диаграмма раствора СН3ОН—LiBr, с помощью
которой проанализированы возможные режимы работы
абсорбционной холодильной машины, использующей в
качестве абсорбента указанный раствор, а в качестве
холодильного агента — метанол. Библиографий 6.
Иллюстраций 3.
634.1/635.037.5.002.234
Закономерности естественной убыли плодов и
овощей при холодильном хранении. ЖАДАН В. 3.
«Холодильная техника», 1969, № 11, 42—45.
На основании суммарного балансового уравнения
дыхания и закономерностей влагообмена получены
расчетные формулы, пригодные для качественного анализа
факторов, влияющих на потерю сухих веществ и влаги,
а также для приближенного прогнозирования общей ве
личины потерь сырья при охлаждении и хранении
плодов и овощей в зависимости от параметров воздуха
Таблиц 1. Библиографий 11.
Подписывайтесь на 1970 г. на ежемесячный
научно-технический и производственный журнал
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА»
Журнал является единственным в СССР периодическим изданием по вопросам
производства искусственного холода и ег© применения в пищевой, химической,
нефтяной, металлургической, машиностроительной и других отраслях промышленности,
в предприятиях торговли и общественного питания, сельском хозяйстве, на
транспорте и в быту.
Большое внимание уделяется опыту работы передовых предприятий,
автоматизации и механизации производственных процессов, проектированию, строительству и
эксплуатации холодильников, экономике и планированию холодильного хозяйства.
Даются консультации по эксплуатации холодильных машин и установок, монтаж*
и ремонту холодильного оборудования, наладке приборов автоматики, холодильной
обработке и хранению продуктов. Систематически помещаются справочные
материалы о новых холодильных машинах и аппаратах, приборах автоматики, типовых
проектах холодильников, фабрик мороженого, заводов сухого льда.
Периодичность — 12 номеров в год. Объем номера — 4 печатных листа F4
страницы).
Подписная цена: на 12 мес. — 6 руб., на 6 мес. — 3 руб. Цена отдельного
номера — 50 коп.
Журнал распространяется только по подписке. Подписка принимается без
ограничения в пунктах подписки «Союзпечать», на почтамтах, в узлах и отделениях связи,
а также общественными распространителями печати на предприятиях, в учреждениях
и учебных заведениях.
63

CONTENTS
100th Anniversary of У. I. Lenin Birthday
A. V. Shamanov. Our Labour and Energy for Jubilee! 1
D. M. Satanovsky, U. A. Rakhmanov. Tests of the
Tightness of Freon Pipeline Split Connections . 5
S. Y. Mekenitsky, A. G. lonov. Modern Rotary Quick
Freezing Units 8
G. N. Danilova, O. P. Ivanov. Comparison of Different
Types of Heat Transfer Surfaces of Shell-and-Tube
Condensers 12
У. A. Dyundin. Investigation of Heat Exchange at
Boiling of Freon-12 on Plain and Finned Tubes. . 16
L. M. Rosenfeld, I. D. Vorobyev. Calculation of
Refrigeration Cycles of Freon-12 with the Aid of
Quick-Acting Electronic Computer 22
V. B. Yakobson. Some Peculiarities of Thermodynamic
Cycles of Small Refrigerating Machines 26
E. L. Likhtenstein. Calculation of Temperature Field
of Artificial Skating-Rink 30
M. N. Terferov. Determination of Rated Temperature
of Ambient Air 36
M. M. Derkovsky. Apparatuses for Preservation
of Graft Organs 37
E. R. Grosman, V. Y. Zhuravlenko,
Temperature-Pressure Diagram for Solution of Methanol and Lithium
Bromide 40
V. Z. Zhadan. Regularities of Shrinkage of Fruits and
Vegetables During Cold Storage 42
Practice exchange
A. I. Sufuzov, M. K. Bezrodnij, N. I. Stogny, P. P. Ku-
delya. Measuring Small Liquid Flows 46
L. A. Panasenko, A. V. Pekar. Peculiarities of Part
Wear in Small Freon Compressors 47
U. S. Davydov, I. T. Mikhailov. Temperature Controller,
Type PTRV-3T 50
60th Birthday of A. A. Gogolin 51
Consultation
Y. N. Arshansky, S. L. Zhukoborsky. Repair of Hermetic
Freon • Compressor 52
New Inventions 55
Book review
A. A. Gogolin. New Handbook of Small Refrigerating
Machines and Plants 56
Miscellany
60th Birthday of D. M. loffe 57
Foreign technical news
M. V. Kolodin, S. Seitkurbanov. Conversion of Saline
Water to Fresh by Freezing Out 57
B. A. Ber, E. D. Shuvatova. New Cylindrical
Condensing Unit . 61
Summaries 62
СОДЕРЖАНИЕ
К 100-летию со дня рождения В. И. Ленина
A. В. Шаманов. Юбилею — наш труд и энергию! 1
Д. М. Сатановский, Ю. А. Рахманов. Испытание
на герметичность разъемных соединений
фреоновых трубопроводов 5
С. Я. Мекеницкий, А. Г. Ионов. Современные
роторные скороморозильные агрегаты ... 8
Г. Н. Данилова, О. П. Иванов. Сопоставление
различных типов теплопередающих
поверхностей кожухотрубных конденсаторов ... 12
B. А. Дюндин. Исследование теплообмена при
кипении фреона-12 на гладкой и ребристых
трубках 16
Л. М. Розенфельд, И. Д. Воробьев. Расчет
холодильных циклов фреона-12 на
быстродействующей электронной вычислительной машине 22
В. Б. Якобсон. Некоторые особенности термоди-.
намических циклов малых холодильных
машин 26
Э. Л. Лихтенштейн. К расчету температурного
поля искусственного катка 30
М. Н. Тертеров. Определение расчетной
температуры наружного воздуха 36
М. М. Дерковский. Аппараты для консервации
пересаживаемых органов 37
Э. Р. Гросман, В. Я. Журавленко. Диаграмма
* температура — давление для раствора
метанола и бромистого лития 40
В. 3. Жадан. Закономерности естественной у выпи
плодов и овощей при холодильном хранении
Обмен опытом
А. И. Бутузов, М. К. Безродный, Н. И. Стогний,
П. П. Куделя. Об измерении малых расходов
жидкостей 46
Л. А. Панасенко, А. В. Пекар. Особенности износа
деталей малых фреоновых компрессоров . 47
Ю. С. Давыдов, И. Т. Михайлов. Регулятор
температуры ПТРВ-ЗТ 50
К 60-летию А. А. Гоголина 51
Консультация
Я. Н. Аршанский, С. Л. Жукоборский. Ремонт
фреонового герметичного компрессора . . 52
Новые изобретения 55
Критика и библиография
А. А. Гоголин. О новом справочнике по малым
холодильным машинам и установкам ... 56
Хроника
К 60-летию Д. М. Иоффе 57
Новости иностранной техники
М. В. Колодин, С. Сейиткурбанов. Опреснение
воды вымораживанием 57
Б. А. Бер, Э. Д. Шуватова. Новый
цилиндрический компрессорно-конденсаторный агрегат 61
Рефераты 62
&
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Н. Кобулашвили (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора),
Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), проф. И. С. Бадылькес, Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, В. А. Дедух,
М. Г. Дик, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С. Мартынов, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, Р. В. Павлов,
проф. Г. Б. Чижов, А. П. Шеффер.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12.
Технический редактор А. М. Сатарова
Телефон 250-00-34 доб. 49.
Т-14000 Сдано в набор 4/IX—1969 г. Подп. в печ. 28/Х—1969 г. Формат 84Xl087i6
4 п. л. = 6,72 усл. п. л. Уч.-изд. л. 7,77 Тираж 16 340 Заказ 3375 Цена 50 коп.
Типография И'зд--ва «Московская правда». Потаповский пер., 3.