дупредительного ремонта, но и в течение
всего года, что позволяет полностью обеспечить
предприятия указанными деталями.
В настоящее время заводы не выпускают
запасные части к снятым с производства
компрессорам 4БАУ-19, ПБСД-2-18, ПБСД-4-18,
7АГ, АГК-56 и др. Между тем на
холодильниках и хладокомбинатах работает около 190
компрессоров указанных марок.
Демонтировать такое количество машин и заменять их
новыми экономически нецелесообразно и не
представляется возможным, так как это
потребует остановки холодильников,
изготовления новых фундаментов, переделки
коммуникаций трубопроводов и электросетей.
Министерству химического и нефтяного
машиностроения СССР необходимо организовать
на одном из машиностроительных заводов
изготовление запасных частей к компрессорам,
снятым с производства.
Вследствие конструктивного несовершенства
выпускаемых промышленностью
маслоотделителей значительное количество масла
попадает в охлаждающие батареи холодильных
камер. Летом 1969 г. на Пермском
холодильнике Росмясорыбторга резко ухудшился
температурный режим в камерах хранения.
Проверкой было установлено сильное загрязнение
внутренней поверхности труб маслом.
В сентябре 1969 г. поочередно была
проведена продувка охлаждающих батарей камер в
дренажный ресивер с выпуском масла через
маслосборник ресивера. В результате
продувки- охлаждающих батарей было удалено
более тонны смазочного масла, после чего в
короткий срок был достигнут проектный
температурный режим во всех камерах.
Росмясорыбторгом предложено всем
холодильникам в период зимнего ремонта
продувать батареи горячими парами аммиака.
Очень важно при проведении
планово-предупредительного ремонта привлекать маши-
Во ВНИИхолодмаше проведена работа по
выявлению потребности на 1969—1985 гг. в
запасных частях для оборудования,
выпускаемого заводами холодильного машиностроения.
Предложены изменения поставляемых завода-
нистов к ремонту холодильных установок. Это
позволяет своевременно проводить операции по
отсосу системы, испытания на давление,
лучше соблюдать правила техники безопасности.
Качество и своевременное проведение
ремонта в установленные графиками сроки во
многом зависят от материальной
заинтересованности ремонтных бригад. Поэтому
Росмясорыбторгом дано указание о переводе
ремонтников (слесарей, токарей,
электромонтеров, машинистов и ремонтно-строительных
рабочих) на сдельную оплату труда. Для
осуществления перевода на сдельную оплату
труда необходимо в ближайшее время
разработать и утвердить сборник норм времени и
расценок на проведение ремонтных работ на
холодильниках и фабриках мороженого.
При разработке норм времени и расценок
на ремонт оборудования следует положить в
основу применяемые рядом холодильников
местные нормы времени и расценки, а также
широко организовать хронометраж ремонтных
работ. Эту важную работу целесообразно
поручить нормативно-исследовательской
лаборатории Росмясорыбторга.
При ремонте аммиачной системы малейшее
несоблюдение правил технической
эксплуатации и техники безопасности может привести к
несчастным случаям. Поэтому необходимо
разработать инструкции по производству
ремонта и правила техники безопасности при
проведении ремонтных работ. До их
составления надо проводить подробный инструктаж
ремонтных бригад по каждому виду работ.
Во время планово-предупредительного
ремонта следует ремонтировать двери,
изоляционные конструкции, полы, красить, белить и
дезинфицировать камеры.
Правильно проведенный зимний планово-
предупредительный ремонт обеспечит
бесперебойную работу холодильников в
летне-осенний период года.
621.572.041
ми с оборудованием обязательных комплектов
запасных частей, обеспечивающих срок
службы основного оборудования до определенного
планового ремонта. Аналогичные изменения
обязательных комплектов запасных частей
О потребности в запасных частях к поршневым холодильным компрессорам
Э. М. БЕЖАНИШВИЛИ, И. Г. ХАЗАНОВ
Всесоюзный научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический
институт холодильного машиностроения
5

Е5ч
I
g
7
6
ч
'f
?
/
fl
п
i
0
7
§
ft
3
2
/
п
h
j
2
1
f)
1
0
/
n
—^
.
—.
' 1
1
?^-
-
—
-i
—
у^
*"^Г~
Nj
\ff
p-
|
После прекратим бьтуска'
коппиессотб
^4
J,
2
j
\
r4
-J
-?
-1
n
1968 m W2 1974 1976 1978 1980 1982 1984 Годь,
Изменение потребности в запасных частях к порш
невым холодильным компрессорам по ГОСТ
6492—68 (в относительных единицах):
/ — группа 1а; 2 — группа 16; 3 — группа II;
4 — группа III; 5 — группа IV; 5 — в целом по
отрасли; 7 — парк машин.
предложены для оборудования, поставляемого
на экспорт.
Определена потребность в сменных деталях
по каждому наименованию на 1969—1970 гг.,
проведен расчет среднегодовых норм расхода
запасных частей и планов их выпуска на
заводах отрасли. Установлен объем
специализированных производств.
Расчеты проводили по разработанной в
институте методике К
На основе полученных данных построены
графики изменения потребности в запасных
частях для эксплуатируемого парка
поршневых компрессоров холодопроизводительно-
стью от 4000 до 1200000 ккал/ч (ГОСТ 6492—
68) на период до 1985 г. (см. рисунок).
Как видно из рисунка, максимальная
потребность в запасных частях приходится на
1978—1979 гг. (в 5—6 раз превысит
потребность в 1968 г.), т. е. через 3—4 года после
прекращения выпуска компрессоров данных
моделей. В дальнейшем потребность в запасных
частях будет снижаться в связи с
уменьшением парка компрессоров, постепенно
заменяемых новыми моделями.
В табл. 1 приведены весовые соотношения
компрессоров и запасных частей, необходимых
для бесперебойной работы компрессоров в
течение всего срока службы К
Ниже описывается методика расчета
потребности по каждой сменной детали.
Необходимое количество сменных деталей
любого наименования / на рассчитываемый \
год определяется по формуле
{Ф,\ = ПхК'К"пп„ A)
стоимость сменных деталей — по формуле
(СА = С(ФД, B)
где
К —
Я, -
К!, К"
индекс рассчитываемого года
A970, 1971, 1974 и т. д.);
парк компрессоров,
эксплуатируемых в рассчитываемом году;
поправочные коэффициенты,
соответственно учитывающие
несовпадение ресурсов деталей с
межремонтными сроками и возможность
восстановления деталей без их
замены;
1 Б е ж а н и ш в и л и Э. М., Ермакова П. И.
Определение потребности в запасных частях для
холодильных компрессоров. «Холодильная техника», 1968,
№ 9.
Таблица 1
Грзчша компрессоров и характерный
представитель группы
1а (ФВ-6)
j 16 (ФУБС-12)
II (АУ-45)
III (АУ-200)
IV (АО-1200)
Вес компрессора,
кг
50
95
270
1500
10500
Вес запасных частей
1 в % от веса
кг 1 компрессора
23,72
8,20
73,82
723,85
8094,22
46,0
8,7
27,4
48,2 !
77,2
6

п — число деталей одного
наименования, подлежащих замене при
данном ремонте;
nz — коэффициент, определяющий
долю машин (в общем парке),
проходящих в данном году один из
видов ремонта — текущий (nz=
= ^тек), средний (nz=n,zp) или
капитальный (nz = nKSLU);
С — стоимость одной детали.
Величина nz — функция ремонтного цикла
и межремонтного периода.
Следовательно, число машин, проходящих
в данном году тот или иной ремонт, может
быть определено по формулам
Л^тек = Пх Ятек, C)
Л^ср = Ях/гср, D)
МКы = ЛхпкйТ1. E)
В табл. 2 приведены значения пг (в
процентах от общего парка машин).
Таблица 2
менования, необходимое на весь срок службы
компрессора, определяется по формуле
Группа
компрессоров
1а
16
II
III
IV
"тек
70,0
70,0
56,0
65,0
55,0
"ср "кап
! 1
30,0
24,0
20,0
24,0
30,0
2о7о
15,0
21,0
Данные табл. 2 показывают, что доля
компрессоров в общем парке машин, проходящих
за данный год тот или иной вид ремонта,
для всех групп примерно одинакова.
Текущий ремонт проходят 55—70%
компрессоров, средний — 20—30% и капитальный —
15—30%.
При этом для компрессоров групп II, III, IV
из общей стоимости запасных частей на
текущие ремонты приходится 14—17, на средние—
20—33 и на капитальные — 53—63%.
Рассмотрим методику расчета среднегодовых
норм расхода сменных деталей.
Количество запасных деталей /-гс
наименования, необходимое для проведения любого
вида ремонта, рассчитывается по фоомуле
(П;J = (П-П0)К'К'\ (б)
где п0 — число сменных деталей того же
наименования, входящих з
обязательный комплект запасных частей,
поставляемых совместно с
оборудованием.
Общее число сменных деталей одного наи-
N,=K.
'-"'тек
2 (Я/)тек +
г=1
+
'-'"кап
2=1
G)
где
т,
Ко — коэффициент, учитывающий
возможную замену деталей
при профилактических
осмотрах и при устранении
случайных отказов, равный
1,0—1,5;
—.. тср, ^кап — число текущих, средних и
капитальных ремонтов.
Среднегодовые нормы расхода сменных
деталей на один компрессор рассчитываются по
формуле
7>—S-. (8)
где А — полный срок службы компрессора,
годы.
В настоящее время отсутствует технически
обоснованная методика определения объема и
номенклатуры обязательных комплектов
запасных частей. Это подтверждается
различиями в объеме и номенклатуре комплектов,
поставляемых заводами-изготовителями даже
для компрессоров одной базы (компрессоры
АУ-45, ФУ-40, ФВ-20).
Как указывалось выше, обязательные
комплекты запасных частей должны обеспечивать
срок службы основного оборудования до
определенного планового ремонта. Для
холодильного оборудования таким плановым ремонтом
может быть средний ремонт.
Объем и номенклатура запасных частей
должны определяться в соответствии с ресурсами
деталей компрессора. Например, если ресурс
поршневых колец составляет 4000 ч, а средний
ремонт наступает через 12000 ч, то следует
поставлять с компрессорами два комплекта
поршневых колец.
В обязательные комплекты не должны
входить сменные детали, ресурс которых выше
межремонтного срока. Однако это не
распространяется на ответственные детали, которые
даже при незначительных дефектах следует
заменять, чтобы их отказы не привели к
аварийной остановке компрессора (болты шатуна,
пальцы поршня и др.).
Очевидно, что рациональный и технически
обоснованный объем обязательных комплектов
запасных частей связан с установленным
гарантийным сроком. Имеющиеся данные под-
7

тверждают возможность пересмотра
гарантийных сроков некоторых компрессоров. При этом
следует учесть, что срок службы основного
оборудования, обеспеченного обязательным
комплектом запасных частей, должен быть
несколько больше срока коммерческой гарантии.
Важное значение имеет оптимальная
комплектация запасными частями оборудования,
поставляемого на экспорт. Учитывая тяжелые
условия эксплуатации холодильного
оборудования в странах с тропическим климатом,
отсутствие ремонтных баз и возможную
неподготовленность местного обслуживающего
персонала к работе с импортным оборудованием,
обязательные комплекты должны быть
увеличены в объеме и в отличие от внутрисоюзных
поставок скомплектованы с учетом
возможности проведения среднего ремонта. В табл. 3
приведены рекомендуемые сроки службы
компрессоров, которые должны обеспечиваться
обязательными комплектами запасных частей.
Для обеспечения сроков, указанных в табл. 3,
не требуется значительного изменения объема
поставляемых запасных частей. Обязательные
комплекты необходимо лишь дополнить в
основном поршневыми кольцами, пластинами
клапанов и некоторыми резино-техническими
изделиями. В результате изменений
комплектов запасных частей их общая стоимость по
всей отрасли холодильного машиностроения
возрастет всего на 8% (из расчета плана
производства на 1969 г.).
Парк эксплуатируемых машин состоит не
только из- новых (выпускаемых в настоящее
И. А. ЭЛЬКИН, В. С. ШЕВЧЕНКО
Харьковское опытно-конструкторское бюро
холодильных машин
В экранированном компрессоре в отличие от
обычного герметичного статор отделен от
ротора тонким экраном и не омывается
фреоном [1, 2].
Экранированный компрессор сохраняет
основные преимущества герметичного
компрессора — надежность, компактность, меньший
вес, более высокие, чем у открытого
компрессора, энергетические показатели. Вместе с тем
очистить и осушить систему здесь значительно
легче, чем в обычной герметичной машине; ста-
Табл и ца 3
Группы
компрессоров
1а
16
II
III
IV
Срок службы компрессоров 1
поставляемых для
внутреннего рынка

календарные годы
4
5
4
3
2
часы
наработки
24000
15000
12000
12000
10000
поставляемых
на экспорт

календарные годы
5
6
5
4
3
часы
наработки
30000
18000
15000
16000
15000
время), но и старых (снятых с производства)
компрессоров, а также из компрессоров, не
вошедших в ГОСТ 6492—68. Эти компрессоры
также нуждаются в сменных деталях.
Заводы отрасли, кроме сменных деталей к
компрессорам, поставляют приборы защиты и
регулирования, разнообразную промышленную
запорную арматуру, а также по просьбе
потребителей отдельные корпусные детали, не
являющиеся сменными.
Заводы отрасли удовлетворяют также
заявки на поставку запасных частей на экспорт по
заказ-нарядам внешнеторговых организаций.
Все указанные поставки являются
структурными составляющими плана производства
запасных частей.
Анализ структуры плана производства
запасных частей показал, что для ряда заводов
отрасли план производства запасных частей
должен быть пересмотрен.
Канд. техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
621.57.041 -21 3.4
тор в случае необходимости можно заменить
на месте эксплуатации.
Харьковским опытно-конструкторским бюро
холодильных машин были разработаны
экранированный компрессор ФГэ 0,7~3
номинальной холодопроизводительностью 700 ккал/ч и
агрегат ВСэ 0,7~3 с этим компрессором,
унифицированные с герметичным компрессором
ФГ 0,7~3 и агрегатом ВС 0,7^3
Харьковского завода холодильных машин [1, 3].
Тепловые испытания экранированного герметичного компрессора
ФГэ 0,7-3 и агрегата ВСэ 0,7-3
8

Основное назначение экранированных
агрегатов — заменить открытые агрегаты типа
ФАК.
Компрессор ФГэ 0,7~3 двухцилиндровый,
диаметр цилиндра 36 мм, ход поршня 18 мм,
синхронная скорость вращения 1500 об/мин,
холодильный агент — фреон-12. Экран
изготовлен из нержавеющей стали толщиной
0,3 мм. Зазор между статором и экраном
0,05 мм, между ротором и экраном 0,3 мм.
Номинальная мощность @,25 кет) установленного
в компрессоре электродвигателя ДГХ 0,25
меньше, чем в компрессоре ФГ 0,7^3
@,35 кет).
Центробежный масляный насос (большей
производительности, чем в обычном
компрессоре) обеспечивает подачу масла на экран для
его охлаждения. В масляной ванне
предусмотрен охлаждающий змеевик, через который
проходит всасывающий пар до поступления его
в кожух.
Тепловые испытания экранированного
компрессора и агрегата были проведены
Харьковским опытно-конструкторским бюро
холодильных машин совместно с ВНИХИ.
Компрессор испытывали по методике,
предусмотренной ГОСТ 10613—63 [4].
Основные технические характеристики
компрессора показаны на рис. 1.
Холодопроизводительность экранированного
компрессора (рис. 1, а) на номинальном сред-
нетемпературном режиме (температура
кипения —15, конденсации 30°С) составила
670 ккал/ч, что на 7% меньше, чем
холодопроизводительность на этом же режиме обычного
герметичного компрессора. На номинальном
высокотемпературном режиме E; 40°С)
холодопроизводительность была в 2 раза больше,
чем на среднетемпературном — 1400 ккал/ч.
Это на 3% меньше, чем у компрессора ФГ
0,7^3.
Снижение холодопроизводительности
экранированного компрессора обусловлено его
более высоким температурным уровнем и
подогревом всасываемого пара в змеевике,
охлаждающем масло.
При повышении температуры конденсации
на ГС холодопроизводительность снижалась,
как и у обычных герметичных компрессоров,
на 1,5-2%.
Потребляемая мощность (рис. 1, б) на
номинальном среднетемпературном режиме
составила 0,39 кет. По сравнению с
потребляемой мощностью обычного герметичного
компрессора она возросла на 5—7%. В известных
зарубежных конструкциях компрессоров
разница значительнее. В данном случае
сравнительно небольшое отрицательное влияние
-30 -25 -г0 -15 -10 -5 0 5t0,°C
Рис. 1. Основные технические характеристики
компрессора ФГэ 0,7~3:
а — холодопроизводительность; б —
потребляемая мощность; в — удельная
холодопроизводительность.
экрана объясняется в первую очередь его
малой толщиной и рациональным выбором
встроенного электродвигателя.
Электрическая удельная
холодопроизводительность (рис. 1, в) на номинальном
среднетемпературном режиме составила 1720 ккал/
(квт*ч), т. е. на 10% меньше, чем у
компрессора ФГ 0,7^3. Однако по сравнению с
открытым компрессором 2ФВ 4/4,5 агрегата ФАК 0,7
экранированный компрессор энергетически
более совершенен: его удельная
холодопроизводительность выше на ^20%. Это связано в
первую очередь с большими механическими и
электрическими потерями открытого
компрессора.
Испытания агрегата проводили в
соответствии с методикой, изложенной в ГОСТ 13370—
67 [5].
Основные технические характеристики
агрегата ВСэ 0,7~3 показаны на рис. 2 (для
сравнения приведены также технические
характеристики обычного герметичного агрегата ВС
0,7 ~3 и открытого агрегата ФАК 0,7).
2 Зак. 3749
9

-ю t0t°c
Рис. 2. Основные технические
характеристики агрегатов ВСэ 0,7~3, ВС 0,7 ~3
и ФАК 0,7:
а — холодопроизводительность; б —
потребляемая мощность; в — удельная
холодопроизводительность; ВСэ 0,7~3,
ВС 0,7—3; ФАК 0,7.
Во время испытаний температура воздуха
у входа в конденсатор поддерживалась 20 и
40°С.
На номинальном среднетемпературном
режиме холодопроизводительность агрегата
оказалась равной 700 ккал/ч, потребляемая
мощность 0,43 квт, электрическая удельная
холодопроизводительность 1640 ккал/(квт*ч).
Последняя величина на 13% ниже, чем у
агрегата ВС 0,7^3, но на —20—30% выше, чем у
ФАК 0,7.
Преимущества нового агрегата хорошо
видны из сравнения характеристик агрегата ВСэ
0,7^3, заменяемого им открытого агрегата
ФАК 0,7 и агрегата Е 5012 с экранированным
компрессором австрийской фирмы «Фриго-
поль» (см. таблицу).
На рис. 3 приведены значения температуры
обмотки /об электродвигателя экранированного
компрессора (и для сравнения —
электродвигателя обычного герметичного компрессора)
при работе агрегата на среднетемпературнОхМ
режиме. Во время испытаний она не превыша-
; Показатели

Холодопроизводительность, ккал/ч* . . .
Потребляемая
мощность, квт
Скорость вращения
компрессора, об/мин
Габаритные размеры,
мм:
ширина
Вес (сухой), кг ....
* При t0 = —15° С,
Марка агрегата
ВСэ 0,7-3
700
0,43
1440
600
410
зео
51
tB = 20° С
ФАК 0.7
700
0,53-0,58
450
615
440
455
81
•
Е 5012
680
0,57
1400
480
400
350
44 j
V
to6>°C
80
60
40
)
!
У
X
*-—~~
•
•f —
!
:
>
С 1
trw°c
«=-=W
-30
-25
-го
-15
~10
Рис. 3. Температура обмотки электродвигателя:
ВСэ 0,7-3; ВС 0,7-3..;
ла 80°С, т. е. была значительно ниже
максимально допустимой.
Проверка пусковых характеристик [4, 5]
показала, что в наиболее трудном пусковом
режиме, т. е. при температуре кипения 5—10,
конденсации 50 и окружающего воздуха
(при включении агрегата) 40°С, пуск
осуществляется при понижении напряжения на 25%
от номинального.
Общий уровень шума агрегата равнялся
63—64 дбА.
Испытания автоматической защиты
агрегата в основных аварийных режимах [5], а
именно: прекращение работы вентилятора, прекра^
щение всасывания фреона, повышение
температуры окружающего воздуха до 60°С,
выпадение фазы электродвигателя компрессора при
работе, пуск на двух фазах — показали, что
защита предохраняет электродвигатель
компрессора от сгорания.
При эксплуатации партии агрегатов ВСэ
0,7^3 в производственных условиях в течение
нескольких лет повреждения экрана не
произошло и дефектов, связанных с
конструктивными особенностями новой машины, не обна-

ружено. Замена статора при выходе его из
строя производилась на месте эксплуатации и
трудностей не вызывала.
В настоящее время Ярославский завод
холодильных машин ведет подготовку к серийному
выпуску экранированных компрессоров ФГэ
0,7^3 и агрегатов ВСэ 0,7 ~3.
ЛИТЕРАТУРА
1. Эльккн И. А. Холодильный агрегат. Авторское
свидетельство № 181139. «Открытия. Изобретения.
В воздухоохладителях и конденсаторах
воздушного охлаждения широко используются
пластинчатые поверхности, для которых до сих
пор нет обоснованных расчетных данных. При
их расчете применяют обобщенные уравнения,
в частности Карасиной и Антуфьева,
выведенные из опытов с поверхностями других типов
и с другими геометрическими и
температурными параметрами.
В современных пластинчатых, как и в
других ребристых поверхностях, наружный
теплообмен происходит в основном на ребрах,
составляющих обычно 90—96% всей наружной
поверхности. Поэтому при выведении
уравнений для наружного теплообмена надо исходить
из гидродинамических условий протекания
воздуха в каналах, образованных пластинами, а
не из условий поперечного обтекания трубок.
Последние можно рассматривать лишь как
турбулизаторы потока воздуха, создающие
переменное по длине проходное сечение.
Теплообмен в каналах при принудительной
> конвекции определяется уравнением
Nu=/(Re, Pr.-f, pL), (i)
\ а9 1 ст/
где Nu, Re, Pr — критерии подобия Нуссель-
та, Рейнольдса и Прандтля;
L
— — отношение длины пластины
йэ
по ходу воздуха к
эквивалентному диаметру
проходного сечения;
т
—— — отношение абсолютной тем-
гст
Промышленные образцы. Товарные знаки», 1966.
№ 9.
2. Элькин И. А. Герметичный компрессор с
вынесенным статором. «Холодильная техника», 1967, №8.
3. Зеликовский И. М., Якобсон В. Б. Новые
герметичные компрессоры и агрегаты.
«Холодильная техника», 1966, № 1.
4. ГОСТ 10613—63. Компрессоры поршневые
герметичные фреоновые малой холодопроизводительности.
Методы испытаний.
5. ГОСТ 13370—67. Агрегаты герметичные фреоновые
малой холодопроизводительности. Методы
испытаний.
536.24
пературы потока воздуха к
температуре стенки
(средней температуре
пластинчатой поверхности).
Физические величины, входящие в критерии
подобия, принято относить к средней
температуре потока воздуха. Вследствие небольших
перепадов температур Тп—Гст, применяемых
при расчете воздухоохладителей и воздушных
конденсаторов холодильных машин, влияние
Т
отношения —- в них невелико (±1—3%) и им
можно пренебречь. Невелико также и влияние
критерия Прандтля. При изменении
температуры воздуха от —40 до +40°С и
барометрического давления от 735 до 760 мм рт. ст. оно
составляет всего ±0,7%. Поэтому можно
считать в указанном выше интервале температур
и барометрических давлений критерий
Прандтля постоянным и равным 0,71.
При этих допущениях, принимая обычную
степенную форму функции в уравнении A),
его можно написать в следующем виде:
Nu = cRe*(-^Y\ B)
Для уточнения значений спит автором
были обобщены данные как собственных
опытов, так и опытов других исследователей
(табл. 1). При этом обобщении
коэффициенты теплоотдачи относились к суммарной
наружной поверхности трубок и пластин и к
перепадам между температурой воздуха и
усредненной температурой всей наружной
поверхности; скорость воздуха — к суженному трубка-
О наружном теплообмене пластинчатых поверхностей
Доктор техн. наук А. А. ГОГОЛИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
2*
if

Показатели
Диаметр трубки dT, мм . . .
Шаг трубок по фронту ST, мм
Расположение трубок ....
Отношения
L
1 d9
1 ST L
dj dT
-SJL
J
Автор [1]
Автор [2]
16 10
33,3 ! 25
Коридорное
3 1 1,95
6 2
47,5 15,5
2,06 2,54
0,187 0,195
1
Иоффе [3]
12; 12,5
26
Шахматное
3,5-4,5
3
4,2-8,4
2-3,25
0,35
Марьямов [4]
2,5X18
9
3,0
3—11
19—69,5
3,6
Осипова [5]
27; 20
5; 10; 15
1
2,55—17,3
1,85-5,55
0,18—0,75
Та
Гудман [6]
12,7
38,2
3,6
1X7
8,0
3.78
0,275
блица 1
Шеперд [71
10; 8,2
19—51
2,3—5,1
1
1,84—14
2,5—5,1
0,23—1,03
Nu
80
60
50
h0
30
го
15
г
ю-
_^
^-гг-
11"
>
1Г
¦ф
4&S
Ч*П*?*>?.
/4?Г>^
КЧ
1718
^^* -я ч
^0рап«
¦&3-^
+
+
¦4
*?.
Л
"у
1*
'¦!'<
И^/
^а&'
УУгТг
<Vjr j
*f^
+
- +
 -
+
ъ
V
/а
,#/
&./
г J- щ
s /i
/»
#*
/
'&4
J&
Ж
f /
//
/
L.
-
*
/
Jr
У
4
\ ! • I •
А
¦#
W
тФ
№
I
L'
Номер
позищш
1
г
3
4
5
6
7
д
8
10
11
12
13
/4
15
IS
17
18
f
7
\11,5
\0J3
\m
Ш
\wo
w
\l01
197
[_/j
I /f>
\"z
г
V
W
\EA
\SJ
\15,
iaj-
№
I
i
—_j -
5
T
n
5
]rS I
f I
B,6S\
Ц
5,81 \
6,3 !
f «
8.S I
w \
fn 1
~-''„""i
/u,b \
w !
3,8 \
3S
~7J
~?,55''
8,3
-l,i
¦u
\
Ш 500800 800 WOO
E0000 308дд R;
Рис. 1. Зависимость Nu от Re для пластинчатых поверхностей и
прямоугольных каналов:
прямоугольные каналы: / — Норрис и Стрэйд; 2—5 — Лондон и Кэйс [8];
в—5 — Вашингтон и Марк:; 9 — Ильин; 10 — Польгаузен; 11 — Лондон
и Кэйс [8] (плоская трубка переменного сечения);
пластинчатые поверхности: 12 — Иоффе [3]; 13 — Гудман [6]; 14 —
Осипова 15]; 15 — Шеперд [7]; 16 — автор [12]; 17 — Марьямов [4]; 18 — аз-
тор [1].
ми проходному сечению.
Эквивалентный диаметр
определялся по следующему
известному уравнению:
«*.=
lab
a + b
C)
где а
расстояние в свету
между ребрами, м;
b — расстояние в свету
между
трубками, м.
Зависимость Nu от Re для
разных поверхностей носит
различный характер (рис. 1.)
При малых отношениях —,
в условиях срыва
пограничного слоя, она в
логарифмическом масштабе
приблизительно выражается прямой
(линии 2 и 10 на рис. 1) с
уклоном (показатель
степени п) около 0,5—0,6, харак-л
терным и для случая
наружного обтекания коротких тел,
например поперечного
обтекания трубок. При больших
L
отношениях — с полным
ds
развитием пограничного
слоя эта зависимость
выглядит сложнее.
В области ламинарного
движения, при Re< 2000—
2500, наклон линии Nn =
12

=f(Re) невелик, затем в переходной области с
Re=2000—10000 он резко возрастает и в ряде
случаев становится больше единицы, а в
области развитого турбулентного движения снова
несколько уменьшается и равняется примерно
0,8 (см. линии 1—11 на рис. 1).
Весьма интересно протекание линии 11,
построенной по данным Лондона и Кэйса для
прямоугольного канала переменного сечения
[8]. Как видно из рис. 1, для этого случая
переходный режим наступает уже при Re =
= 600—800 и кончается при Re = 2500, что
меньше обычного примерно в 4 раза„
На рис. 1 нанесены также зависимости Nu =
=/(Re) для пластинчатых поверхностей по
результатам известных опытов (табл. 1). При
обычных весовых скоростях воздуха wy=2—
6 кг/(м2* сек) и шаге ребер Sp = 2—5 мм
интервал чисел Рейнольдса составляет 500—2500.
При малых величинах — характер
протекала
ния зависимости близок к наружному
обтеканию (я = 0,5). При больших — (около 50)
d3
п = 0,8, что сближает этот процесс с
процессом протекания воздуха в канале с
переменным сечением для переходной области.
Зависимость /г от — приведена на рис. 2.
"п'??
оП
о16
17
i
!
I
I
S
о ю го зо ~м 50J?s
Рис. 2. Определение показателя степени п в
уравнении B) по данным разных
исследователей (обозначения по рис. 1).
Ее можно выразить уравнением D) и
данными табл. 2.
Таблица 2
1 L
п
5
0,483
10
0,516
15
0,55
20
0,582
30
0,648
40
0,714
50
0,780
я = 0,45+ 0,0066 • — . D)
d9
Уравнение B), полученное на основании
теории подобия, может применяться лишь к
геометрически подобным поверхностям.
Отсутствие геометрического подобия по ходу воздуха
компенсируется в уравнении B)
поправочным множителем / —) . Геометрическое
подобие в поперечном сечении может быть
охарактеризовано двумя геометрическими симплекса-
ми: — и -?, где ST и Sp соответственно шаг
dT dT
трубок и ребер, a dT — наружный диаметр
трубок.
В современных пластинчатых поверхностях
обычно -^ =2—3, а ~р- =0,2—0,3. Эти же
dT dT
соотношения имело большинство
пластинчатых поверхностей (табл. 1).
На рис. 3 дана зависимость Nu =/( — )для
двух чисел Рейнольдса (Re =1000 и 2000).
В эту зависимость вошли результаты опытов
с поверхностями, имеющими указанные выше
геометрические отношения. Из опытов Осипо-
вой и Шеперда, проведенных в широком диа-
от Sp
пазоне симплексов — и —, взяты были лишь
dT dT
3 * 5 6 8 10 10 50 io 50 Б0 ^
Рис. 3. Зависимость Nu от отношения — для пла-
стинчатых поверхностей по данным разных
исследователей (обозначения по рис. 1).
поверхности, геометрически подобные
принятым нами.
Из рис. 3 видно, что наклон линий Nu =
=/ — , или, что то же самое, показатель сте-
пени т в уравнении B) может быть выражен
уравнением E) и цифровыми значениями,
приведенными в табл. 3.
13

Re
m
500
-0,24
1000
-0,20
1500
;-o,i6
2000
-0,12
Таблиц а 3
2500
-0,08
3000
-0,04
m = - 0,28 + 0,08
Re
1000
E)
Нетрудно заметить, что при Re = 3500
значение т будет равно нулю (см. рис. 1), а при
более высоких значениях Re установленная нами
зависимость сменится обратной. При этом Nu
будет увеличиваться с ростом —, как зто и
принималось многими специалистами на
основании опытов Антуфьева, проведенных с
большими значениями Re.
Наличие двух противоположных
зависимостей Nu от — видно из графика (рис. 4), по-
с1э
строенного по данным испытаний круглореб-
ристых поверхностей Лапиным и Шуригом [9].
Такая же картина может быть прослежена и
по опытам Шеперда.
Пунктиром на рис. 3 нанесена зависимость
Nu=/ (—J для поверхностей Осиповой (Re =
=2000), не обладающих геометрическим
подобием с остальными поверхностями. Наи-
большие значения Nu получаются при -— =
S f
=2,5 и JL =0,75, а наименьшие — при — =
5000 8000 WOOD Re
Рис. 4. Зависимость Nu от Re для круглоребри-
стых поверхностей с различным числом рядоЕ
трубок Z [9].
= 7,5 и JL =0,25. Опыты Осиповой с отноше-
dT
S S
ниями — =25 и —= 025 совпадают с зави-
dT * dT '
симостью для остальных геометрически
подобных поверхностей.
Как видно из рис. 3, пунктирная линия имеет
значительно больший уклон (т = —0,65). Она
может служить для ориентировочной оценки
критериев Nu в пластинчатых поверхностях, не
имеющих геометрического подобия с
выбранными нами для вывода зависимости E).
Наличие переменных показателей степени у
Re и — в уравнении B) приводит к тому,
что коэффициент С также не является
постоянным, а состоит из двух множителей А и В,
являющихся функциями соответственно — и
Re:
С=АВ; F)
А = 0,518 - 0,02315 (—\ +0,000425 (—\2 —
- 0,000003 U-\3; G)
I Re
5=1—0,24 [
\ 1000
- 0,24 ¦
. 1,5^ = 1,36 •
Re
1000
(8)
Величины А даны в табл. 4, а В—в табл. 5.
На рис. 5 показана зависимость Nu от Reno
уравнению B). Ее характер соответствует
зависимости, приведенной на рис. 1. Эту
зависимость нельзя применять в других интервалах
Re и —, а также для поверхностей с резко
отличными значениями— и —. Она выведена
</т dT
L
А
5
0,4125
1' Re
В
500
1,24
ю
0,326
20
0,201
Таблица 4
1
30 j 40
0,125
0,080
50
0,0475
Таблица 5
1000
1,12
1500 2000
1,00
0,88
2500
0,76
14

4
| :
1 ъ^^
\^^]3^
^^ i iO
i^
р-^1
и^
-
..—
!
_
"ТТТТГ
j^S^
Тит
ими
1 1 1
_44-l--u-j-
1
i i 1 1 11!
500
WOO
1500
ШО Re
1500
?000 Re
L,
Рис. 5. Зависимость Nu от Re для разных —
по уравнению B).
Рис. 6. Относительное влияние
критерия Рейнольдса на коэффициент В и
показатель тп в уравнениях B) и (б).
для коридорного расположения трубок. При
шахматном расположении данные надо
увеличивать примерно на 10%.
Критериальное уравнение B) можно
перевести в размерную форму для подсчета
наружного коэффициента теплоотдачи ан [ккал/л
(м2*ч*град)\ Вставляя вместо критериев
подобия соответствующие физические величины,
получаем
X я п fwld9\n /М ,g.
АВ
'Здесь 7,
d3 \9,81(л
коэффициент
щ
теплопроводности
воздуха, ккал/(м*ч*град);
весовая скорость воздуха.
кг/(м2* сек);
\i — коэффициент динамической
вязкости воздуха, кг*сек,'м2.
Подсчет по этому уравнению затрудняется
тем, что входящие в него величины В и т, з
свою очередь, зависят от Re. Однако, как
показано на рис. 6, влияние обеих этих величин
невелико, приблизительно одинаково и
направлено в противоположные стороны.
Поэтому в дальнейшем мы можем пренебрегать
влиянием Re на В и т.
В этом случае уравнение (9) можно
переписать в следующем виде:
ан = сх-
-п^п
A0)
Здесь с\ является функцией
величины
Я и \i для воздуха—функциями его
температуры Тп.
d9
Уравнение A0) для температуры воздуха
0°С и da=4 мм (шаг ребер около 2,5 мм)
приведено на рис. 7.
Влияние dD на ан при больших отношениях
сравнительно невелико A-~л=0,2), но
при малых — значительно A— /1=0,5).
Влияла
ние температурного уровня на ан зависит от
X
отношения —, поэтому надо его выразить че-
рез температуры.
Для коэффициента теплопроводности
воздуха известно уравнение Варгафтика
*-«*.&г-
(И)
Для коэффициента динамической вязкости
воздуха можно составить следующую
зависимость по тому же типу:
"-'•*• 10-&Г <12>
С учетом уравнений A1) и A2) можно
написать
а1__(Тп \0,82-0.78я
~^ ~ \273/
A3)
где ао — коэффициент теплоотдачи при Гп=
= 273°К.
15

2 3 4 5 S / 8 9 10 If
Рис. 7. Зависимость наружного коэффициента
теплоотдачи ан от весовой скорости воздуха wy для
разных отношений — .
Влияние температуры потока воздуха на ан
показано в табл. 6.
Таблица 6
'п>°С
-40
—30
1 —20
—10
10
1 20
30
1 4а
Тп>1*
233
243
253
263
273
283
293
303
313
—
ао
л = 0,8
' -а
0,98
0,985
0,99
0,995
1,00
1,005
1,01
1,015
1,02
п = 0,5
0,94
0,955
0,97
0,99
1,00
1,012
1,031
1,046
1,06
Как видно из табл. 6, это влияние невелико,
особенно для многорядных поверхностей с
большими значениями —.
d9
Величина фактических затуханий
температурных колебаний в кузове рефрижераторного
вагона меньше расчетных, а колебания тепло-
притоков больше [1] из-за наличия в
ограждениях кузова тепловых мостиков, занимающих
Выводы
ЛИТЕРАТУРА
1. Гоголи н А. А. Охлаждение и осушение воздуха
ребристыми поверхностями. Отчет ВНИХИ, № 1781,
1960.
2. Гоголин А. А. Испытание испарителя
кондиционера «Азербайджан». Отчет ВНИХИ. № 1675, 1960.
3. Иоффе Д. М. Исследование конденсаторов с
воздушным охлаждением для малых холодильных
машин. «Холодильная техника», 1958, № 5.
4. М а р ь я м о в Н. Б. Расчет трубчато-пластинчатых и
трубчато-ребристых радиаторов. Труды ЛИИ, 1946,
№ 18.
5. Осипова В. А. Теплоотдача ребристых
поверхностей. «Холодильная промышленность», 1940, № 3.
6. Goodman W. «Refrig. Engng.», October, 1936.
7. Shepherd D. «Heating, Piping and Air Cond.»,
April, 1956.
8. Лондон и Кэйс. Компактные теплообменники,
М., «Энергия», 1967.
9. La pin A., Schurig W. «Ind. and Engng. Chem.»,
1959, Vol. 51, No. 8.
629.1 -444
в современных конструкциях до 30—35%
общей площади, и небольшой поверхности
ограждений. В связи с этим возникает
необходимость установить экспериментальную поправку
для теоретических параметров затухания, что
Затухание внешних температурных колебаний в кузове
рефрижераторного вагона
В. В. СКРИПКИН
Главное управление вагонного хозяйства Министерства путей сообщения СССР
Получено опытное уравнение, описывающее
процесс наружного теплообмена для
современных пластинчатых поверхностей с небольшим
шагом ребер. Это уравнение построено по
типу уравнений для протекания воздуха в
каналах. Характер зависимости Nu=/(Re) сходен
с подобной зависимостью для плоского канала
с переменным сечением. Зависимости Nu =
=/ (—) для малых и больших чисел Re
противоположны. При Re = 3000—4000 такая
зависимость практически отсутствует. Влияние
температуры воздуха на наружный
теплообмен сравнительно невелико.
к

позволит более точно определить теплоприто-
ки в рефрижераторные вагоны.
В 1968 г. были проведены испытания вагона
рефрижераторной секции Брянского
машиностроительного завода.
Вагон находился на открытом воздухе.
Равномерная температура внутри вагона
поддерживалась с помощью непрерывно работавшего
вентилятора воздухоохладителя с
электродвигателем мощностью 1,39 кет. Для получения
более достоверных результатов эксперимент
проводили с порожним вагоном, что
исключало тепловое воздействие массы груза.
В процессе испытаний зафиксированы
колебания температуры воздуха внутри вагона
(рис. 1), которые явились результатом
колебаний суммарных температур [2] и изменения
состояния наружного воздуха, проникавшего
в вагон через неплотности. Сравнение
полученных температурных колебаний воздуха внутри
вагона с теоретическими позволяет оценить
влияние конструкции каркаса кузова на
затухание температурных колебаний.
Теоретические колебания температуры
внутри вагона могут быть рассчитаны по формуле
квазистационарного режима [1]:
k 8 й is 20 т,ч
Рис. 1. Изменение температур и энтальпии в
зависимости от времени суток:
1 — колебания температуры воздуха внутри
вагона; 2 — колебания энтальпии наружного
воздуха; 3 — колебания температуры наружного
воздуха; 4 — теоретические колебания температуры
воздуха внутри вагона; Лв, Лк — амплитуды
колебаний температуры воздуха соответственно
внутри вагона и снаружи; е' — запаздывание
фазы колебаний температуры воздуха внутри вагона.
3 За к. 3749
где Qc — колебания суммарного теплового
потока, проникающего внутрь
вагона, ккал/ч;
2BF — суммарный коэффициент теплопо-
глощения, ккал/(наград).
Колебания суммарного теплового потока, в
свою очередь, могут быть определены исходя
из того, что каждая п-я амплитуда
суммарных температур наружного воздуха tjy
воздействующих на отдельные поверхности вагона
Fit затухает в vj раз и запаздывает на г^град,
а переменный тепловой поток инфильтрации
Qjhii складывается с наружным тепловым
потоком в каждый момент времени т:
m k t-
Qc= У. Ft «/ У — COS A5 йт — <py — ?,-) +
k
+ 2^"HcosA5/ZT-cp;), B)
где m — число ограждающих
поверхностей вагона;
щ — коэффициент теплоотдачи
внутренней поверхности ограждения,
ккал/ (м2 • ч • град);
k — число гармоник;
т> 9j — фазовые углы температурных
колебаний, град.
Величины амплитуд суммарных температур
наружного воздуха tj и их фазовые углы ф;-,
аппроксимирующие зафиксированные в ходе
испытаний значения температуры наружного
воздуха и интенсивности солнечной радиации,
приведены в табл. 1, где даны также
теоретические значения параметров затухания
температурных колебаний, рассчитанные для
сечений кузова без тепловых мостиков, средние
теплопередающие поверхности и
коэффициенты теплоотдачи.
В табл. 2 даны для разных гармоник
амплитуды и фазовые углы теплового потока
инфильтрации и выраженный в векторной форме
суммарный коэффициент теплопоглощения
внутреннего помещения рефрижераторного
вагона.
После вычисления по формуле B) и
геометрического сложения гармоник тепловых
потоков, вызванных влиянием суммарных
температур наружного воздуха и инфильтрации,
определены вначале суммарный теплопоток:
Qc = 256cos A5т—262,9)+38,9 cos C0т—
— 101,5)+6,76 cos D5т—114,0) ккал/ч,
а затем теоретические колебания температуры
воздуха внутри вагона (рис. 1):
/в.т = 0,81 cos A5т—318,4) +
+ 0,0768 cos C0т—160,8) +
+ 0,01 cos D5т—174,9) °С.
17

Показатели
Амплитуда суммарной температуры
наружного воздуха, ° С
*,....-
U ........
tz
Фазовый угол суммарной
температуры наружного воздуха, град
Фазовый угол затухания, град
Величина затухания
^2
Теплопередающая поверхность Fu
м2
Коэффициент теплоотдачи
внутренних поверхностей а/,
Примечания. Подстрочные
вой, второй и третьей гармоникам,
наружных поверхностей равен 20 к
Крыша
Боковая стена
левая
правая
Таблица 1


городка

Торцевая
стена
Пол
12,44 10,78 6,16 5,95 7,96 5,95
3,02 3,11 1,12 1,67 0,825 1,67
0,10 0,71 0,99 0,46 1,49 0,46
207.4 222,4 211,7 225,2 228,2 225,2
357.5 51,3 319,6 176,6 47,7 176,6 |
30.7 339,7 352,6 73,6 53,6 73,3 }
38.5 29,3 29,3 51,6 51,0 18,8
74.8 60,7 60,7 92,4 91,7 133,6
103,5 84,4 84,4 122,4 122,6 174,0
104 81 81 81 188 136
122 101 101 120 181 193
180 125 125 149 250 423
58,89 50k74 59,74 8,82 8,82 54,21
15.6 1 13,15| 13,151 15,801 13,15! 15,80
индексы „1, 2, 3е соответствуют пер-
Козффициент теплоотдачи aL для всех
калЦм2 • я • град).
Таблица 2

Гармоники
1 1
2
3
Амплитуда
теплового потока,
ккал/ч
47,4
16,7
5,7
Фазовый угол,
град
31,6
181,2
264,0
Суммарный
коэффициент теплопо-
глощения, °CjZpad\
316^:55,5
506^:59,3
667^60,9
Фактические колебания температуры также
могут быть представлены в аналогичном виде
путем аппроксимации зафиксированных
значений температуры
^в.ф= 1,743 cos A5т—282,9)+0,276 cos C0т—
- 99,5) +0,0609 cos D5т—187,9)°С.
Аналитическое сравнение полученных
уравнений показывает, что максимальные значения
положительных и отрицательных амплитуд
теоретических /в.т и фактических ^в.ф
колебаний неодинаковы и различаются примерно в
2 раза, а фаза теоретических колебаний
отстает от фазы фактических в среднем на 2,3 ч:
Максимальные амплитуды, °С
положительные 0,800
отрицательные 0,855
'в.ф
1,75
1,95
Фазовые углы максимальных
амплитуд, я
положительных 20,4 18,0
отрицательных 9,8 7,6
Полученные опытные данные показывают,
что каркасные элементы кузова существенно
уменьшают затухание температурных
колебаний и запаздывание их фазы. Если не
учитывать это обстоятельство, возможна ошибка в
определении амплитуды колебаний теплового
потока, проникающего в вагон. Поэтому для
получения более точных результатов расчета
теплопритоков необходимо внести
соответствующую поправку в теоретические значения
затухания. Такая поправка должна вводиться,
видимо, не в конечный результат расчета, а
в величину термического сопротивления R
слоя, в котором имеются каркасные элементы.
В этом случае поправочный коэффициент Кп
будет влиять не только на параметры
затухания, но и на суммарный коэффициент тепло-
поглощения.
В качестве критериев точности вносимого
поправочного коэффициента Кв. могут служить
величины \х и ?:
¦"т may i" ' ^т mav
At I-l
^ф max I '
ф max I
is

\ ?г max ?ф maxj "» у ег max ?ф max
где ^tmax» ^Гтах — максимальные положи-
тельные и
отрицательные амплитуды
теоретических температурных
колебаний внутри
вагона, °С;
Лфтах» Лфтах ~ Т0 Ж€> ДЛЯ фаКТИЧеСКИХ
температурных
колебаний, °С;
S?max > ?7max _ ФаЗЫ МаКСИМаЛЬНЫХ ПО-
ложительных и
отрицательных амплитуд
теоретических
температурных колебаний, ч;
ефтах> ефтах ~ ™ Же, ДЛЯ фаКТИЧеСКИХ
температурных
колебаний, ч.
Вариантные расчеты, проведенные для
конструкции кузова вагона, подвергавшегося
испытаниям, показывают, что по мере
уменьшения поправочного коэффициента Кя
теоретические колебания температуры приближаются
к фактическим, величина \х увеличивается, а
I уменьшается (рис. 2). При /CR==0,71
теоретические и фактические колебания для
вагонов данного типа практически совпадают, т. е.
в этом случае ji=l,0 и ?=0.
Эта же величина поправочного
коэффициента может быть принята для кузовов автоном-
В. С. ОРЛОВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Значительному расширению номенклатуры
термоэлектрических охлаждающих приборов и
области их применения в последние годы
способствовала организация в ряде стран
производства унифицированных
термоэлектрических батарей (модулей), на базе которых
успешно конструируют разнообразные
охлаждающие приборы [1]. Разработка новых
конструкций при применении модулей
значительно удешевляется и ускоряется.
При использовании термоэлектрических
батарей с известными характеристиками основ-
.ju-Щ)
к
[-
ЭД> /\
0,48
1 1
.... .jj
-2,0 О 10 1,4
Рис. 2. Зависимость величин р, и ?
от поправочного
коэффициента KR.
ных вагонов, 5-вагонных секций и 21-вагонных
поездов постройки завода Дессау, имеющих
аналогичную конструкцию. Для других
конструкций вагонов величина поправочного
коэффициента может быть определена по
рассмотренной методике.
ЛИТЕРАТУРА
1. Шкловер А. М. Теплопередача при
периодических тепловых воздействиях. М.—Л., Госэнергоиз-
дат, 1961.
2. С к р и п к и н В. В., К и т а е в Б. Н. Особенности
расчета теплопритоков в рефрижераторные вагоны.
«Холодильная техника», 1968, № 11.
Канд. техн. наук Г. Л. СЕРЕБРЯНЫЙ
НИИавтоприборов
621.565.83
ными задачами разработчика становятся
правильный подбор батарей и согласование их с
источниками питания, определение
необходимых теплофизических характеристик
теплообменников для создания условий
эффективной эксплуатации модулей, определение
конструктивных характеристик устройства.
В практике применения термоэлектрических
охлаждающих приборов часто является
заданной величина рабочего напряжения: в
стационарных условиях значительная часть
приборов питается от сети через штатные выпрями-
К расчету термоэлектрических холодильников
з*
19

тели; транспортные холодильники и
термостаты подключаются к аккумуляторным батареям
и генераторам постоянного тока; приборы,
работающие в полевых условиях, имеют
автономные источники постоянного тока. Поэтому
характеристики охладителей целесообразно
рассчитывать в зависимости не от тока, а от
рабочего напряжения Ve.
В известных методах расчета в качестве
аргумента, как правило, используется рабочий
ток [2—4] или напряжение [5], в последнем
случае без учета всех условий теплообмена.
В настоящей работе разность температур 0
снаружи и внутри холодильника
представлена в виде функциональной зависимости
9 =
ТН-ТХ=/(У, гх, гг, kF), A)
где
Тп
температура окружающей
среды, °С;
Тх — температура в
холодильнике, °С;
гх и гг — термические сопротивления
соответственно у холодной и
горячей поверхностей батареи,
град/вт;
kF — удельный теплоприток из
окружающей среды в
холодильник, вт/град.
Анализ функциональной зависимости A)
позволяет разработчику принимать различные
конструктивные решения согласно условиям
поставленной задачи.
При выводе зависимости были приняты
следующие допущения: теплофизические и
электрические характеристики не зависят от
температуры; температурное поле
термоэлектрической батареи одномерно; изменение
температуры теплоносителя линейно вдоль
теплообменников; величина теплопритоков в
холодильник пропорциональна разности
температур 6; охлаждаемый объект изотермичен.
Характеристики батареи могут быть
представлены различными способами. Не
останавливаясь специально на формах представления
параметров, так как переход от одной формы
к другой достаточно просто осуществляется по
известным зависимостям, принимаем, что
термоэлектрическая батарея задана
температурными условиями работы и среднеинтегральны-
ми величинами омического сопротивления
R ом, термо-э. д. с. Е в/град и
теплопроводности К вт/град.
При использовании соотношений теплового
баланса и теплообмена получено следующее
выражение установившегося перепада
температур:
20
0 =
VNX-N4
B)
где
h,
N2 = Tn{r*+rT)\
N3 = \\+kF(rx + rr)\(rx + rr);
R , fB4. , Mb
Nt = kF(rx + rr)
F+^.+-i-^
X rx + rr +
kFJ
']
Выражение B) является приближенным с
точностью ~5%, достаточной для
практических расчетов.
В зависимости от постановки конкретной
задачи часть величин, влияющих на
характеристики холодильника, задается или
ограничивается конструкцией аппарата и условиями
его эксплуатации.
Рассмотрим некоторые практические задачи.
1. Требуется определить напряжение,
которое необходимо подать на
термоэлектрическую батарею для получения заданной
разности температур Э при известных значениях
rx, rT, kF. Напряжение определится меньшим
из корней уравнения B):
v== _1_ _N,b + N2
2 " N,
-/•
4N,Nt
W, в + W,)» J
C)
2. Максимальный перепад температур
снаружи и внутри холодильника достигается при
напряжении
N,
f
^втах хг V 1
N*
V
NtNt
D)
В предельном случае при гх = гг=0
напряжение, соответствующее максимальному
перепаду температур, равно VmSiX=ETH.
3. Напряжение является заданной
величиной. Создаваемая разность температур в этом
случае определяется из уравнения B).
Достижение желаемого перепада температур 0
может быть обеспечено соответствующими
изменениями значений термических сопротивлений
и теплопритоков. Возможности варьирования
части факторов могут быть ограничены
условиями задачи. Значительное уменьшение
величины kF не всегда возможно, так как
требует применения тепловой изоляции с
меньшей теплопроводностью или увеличения
толщины слоя изоляции, ведущего к росту
габаритных размеров и веса холодильника.
Термическое сопротивление у холодной стороны ба-

тареи также не всегда может быть изменено в
достаточных пределах, поскольку зависит от
ряда конструктивных и технологических
факторов.
Обычно возможности реализации заданного
режима в основном определяются
эффективностью рассеивания тепла на горячей стороне
батареи, где плотность тепловых потоков
наибольшая. Термическое сопротивление
теплообмену на горячей стороне в общем случае равно
гт-
-*- + -!-
a S 2 сттг
"г У
E)
где а — приведенный коэффициент
теплоотдачи на горячей стороне батареи,
вт/(см2-град);
S — поверхность контакта термобатареи с
теплообменником, см2\
сГ — удельная теплоемкость
теплоносителя, вт• ч/(кг -град);
пгГ — расход теплоносителя, кг/ч;
Rr — термическое сопротивление между
плоскостями батареи и радиатора,
град • см2/вт.
Требуемый перепад температур может быть
достигнут при изменении конструкции
теплообменника и, соответственно, значения a, a
также расхода охлаждающей среды (при
принудительном обдуве горячего радиатора —
изменением производительности вентилятора).
4. При расчете холодильников и
термостатов, особенно транспортных, важно оценить
время достижения заданного температурного
режима. При известной величине
теплоемкости охлаждаемого объекта Сх (вт - ч/град)
время охлаждения т (ч) определяется
решением уравнения
а т
где Qx — холодопроизводительность
термобатареи, изменяющаяся во времени
и зависящая от 0.
Время охлаждения от 0=0 до разности тем-
фатур 0 равно
; r_Lin(e2-^ + e-^+ l\ +
\2b \ d d I
ператур
Чт-f)
In-
c+bi
'('
v)J
F)
где
E \rt ) E'rT \ rj
X
X(r.+f);
b = -(kF-
l
1
7>
E
d =
Гх + ГГ
Va , (VErr + R)V
%->»
¦+¦
[l+K(r*+rT)\.
Минимальное время охлаждения может быть
получено.при рабочем напряжении,
соответствующем условию максимального перепада
температур D) — 1/ — V*
r ^ r v ' Tmin emax
ЛИТЕРАТУРА
1. Иоффе Д. М., Орлов В. С. О градации
термоэлектрических охлаждающих батарей.
«Холодильная техника», 1969, № 2.
2. К о л е н к о Е. А. Термоэлектрические охлаждающие
приборы. Л., «Наука», 1967.
3. Бурштейн А. И. Физические основы расчета
полупроводниковых термоэлектрических устройств. М,
Физматгиз, 1962.
4. Вихорев Г. А., Н а е р В. А. Влияние
теплоотдачи на характеристики полупроводниковых
термобатарей и тепловых насосов. ФТТ, 1959, т. 1, № 6.
5. Н а е р В. А. Неустановившиеся режимы
термоэлектрических установок. ИФЖ, 1965, т. 8, № 4.
Коэффициенты теплопроводности перегретых паров фреонов метанового ряда
О. Б. ЦВЕТКОВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
Цель работы — уточнение значений
коэффициентов теплопроводности паров фреонов
метанового ряда.
Коэффициент теплопроводности перегретых
536.2:621.564.25
паров фреона-12 при атмосферном давлении
измеряли с помощью цилиндрического бикало-
риметра [1]. Диаметр внутреннего цилиндра
аппарата 14,687, длина 109,9, толщина зазора
21

0,211 мм. Постоянная бикалориметра
составила 22,86 дж/град при 20°С.
Поправку на излучение и перепад
температур в стенках цилиндров определяли
расчетным путем; поправку на возможный
эксцентриситет и отвод тепла по проводам принимали
по результатам калибровки установки на
хорошо изученном веществе — воздухе [2].
Влияние конвекции, поскольку во всех
опытах GrPr<1000, во внимание не принимали.
Поправку на температурный скачок не
вводили.
С помощью системы жидкостных
термостатов ТС-24 и У-6 поддерживали заданную
температуру бикалориметра, поэтому нагрев
наружного цилиндра не учитывали.
Содержание примесей в исследованном
веществе не превышало 1,5%.
Опыты проводили при давлениях пара от
8 бар до атмосферного. Каких-либо
отклонений в значениях коэффициента
теплопроводности вблизи атмосферного давления не
обнаружено.
На рис. 1 показана зависимость
коэффициента теплопроводности а фреона-12 от
температуры L
Как видно из рисунка, между опытными
данными имеется существенное расхождение.
Результаты наших опытов соответствуют
только данным Шеррата и Гриффитса [3], Ма-
зиа [4] и Кейса [5]. Имеющиеся данные по
работам [6] и [7] недостаточны для установления
причин-отклонений.
На рис. 1 имеются также расчетные данные,
полученные Национальной ассоциацией по
аэронавтике и исследованию космического
17I—
Ъ' /J
0.3
0,5
пространства [8]. Для расчета коэффициента
теплопроводности в работе [8] было
использовано известное уравнение Гиршфельдера—
Эйкена [9]:
A)
теплопровод-
где Х\ — коэффициент
ности;
[х — молекулярный вес;
т] — коэффициент вязкости;
R — универсальная газовая
постоянная; . ^
cv — мольная теплоемкость;
pAl=A sB'2)*.
L =
B)
р — плотность газа;
Dn — коэффициент самодиффузии;
QB«2)* и Q0'1)* — интегралы взаимодействия.
Коэффициент теплопроводности веществ с
многоатомными молекулами, вычисленный по
уравнению A), оказывается завышенным [10]
(это подтвердило сопоставление результатов
наших измерений с расчетными данными [8]),
поэтому Мейсон и Мончик ввели в уравнение
A) время релаксации, заданное в виде чисел
столкновений ZBp, необходимых для
установления равновесия между внутренней и
поступательной энергиями. После преобразования
для любых неполярных молекул имеем:
Х = Х, —
3# f 5
щх.
71 [Т
2 1
-вр
C)
•
1
<
!
|
|
^г
!
|
j
!
i
i
j
1
i
&f^
\
Методы определения ZBp разработаны
только для простейших моделей, поэтому
значение ZBp для фреона-12 при различных
температурах (табл. 1) было рассчитано
по формуле, получающейся из
уравнения C):
-вр ¦
D)
-4/7
Рис. 1. За
W
120
висимость коэффициента теплопроводности Я
фреона-12 от температуры t:
О — данные ЛТИХП; у — |[3]; П — 1[4]; Л — [5]; # —
22
[6];И-[7];-' [8].
ЗД / 5 Л2 n ,s-i
Здесь X — коэффициент
теплопроводности, полученный в эксперименте.
При расчете ZBp для фреона-12
теплоемкость приняли по данным,
рекомендуемым ВНИХИ [11], силовые параметры
потенциала Леннарда—Джонса 12:6,
необходимые для вычисления интегралов
взаимодействия Q^1»1)* и fiB>2)* рассчитали по
опытным данным для коэффициента
вязкости при атмосферном давлении [12].
Для фреона-12 нашли, что при
потенциальной функции взаимодействия молекул,
равной нулю, расстояние между центра-

Табл ица 1
т
' 293
313
333
353
373
393
413
433
L
1,319
1,317
1,318
1,315
1,316
1,314
1,313
1,313
%
63,94
66,47
68,55
70,57
72,42
74,17
75,74
77,21
X • Юз
9,588
10,562
11,538
12,513
13,487
14,463
15,437
16,412
/
1,473
1,465
1,465
1,462
1,462
1,459
1,460
1,462
7)- 107
1231
1312
1389
1467
1540
1616
1688
1758
ZBp
2,27
2,27
2,40
2,53
2,65
2,81
3,08
3,36
ми двух молекул о = 5,4 А и отношение
минимальной энергии взаимодействия к постоянной
Больцмана — =225°К.
k
Фреоны-11, 12, 13 и 14 образуют группу
подобных веществ [13]. Естественно
предположить, что процесс передачи тепла у них
идентичен (для жидкого состояния это
предположение хорошо подтвердилось [1]). В данном
случае для этих фреонов можно принять
одинаковые значения ZBp, используя в качестве
Tk
приведенной температуры Г*= .
?
Коэффициент теплопроводности фреонов-11,
13 и 14 рассчитали по уравнению C) (табл.
2—4).
Табл ица 2
т
300
350
400
450
74*
0,898
1,048
1,198
1,347
L
1,325
1,324
1,319
1,317
cv
70,52
75,56
79,62
82,91
Г] • 107
1092
1274
1455
1630
Zep
1,25
1,77
2,13
2,27
/
1,413
1,434
1,439
1,436
X -Юз
лтихп
7,92
10,08
12,13
14,12
Х-Юз
18]
8,51
12,61
о
Прим ечание. Фреон-11, а — 5,44 А,
— = 334 °К.
k
Таблица 3
т
200
250
300
350
у*
1,143
1,428
1,714
2,000
L
1,321
1,318
1,313
1,312
са
45,03
52,64
59,27
64,98
7} ' Ю7
997,4
1235
1463
1672
^вр /
2,02
2,32
2,73
3,81
1,526
1,507
1,494
1,494
Х- Юз
лтихп
6,56
9,38
12,39
15,54
X . Юз
[8]
7,20
13,27
г-г ° ?
Примечание. Фреон-13, а = 5,1А, — = 175° К.
k
Параметры потенциала Леннарда—Джонса
12:6 определили по опытным данным для
Таблица 4
т
150
200
250
300
у*
1,120
1,492
1,866
2,239
L
1,323
1,317
1,313
1,311
cv
32,15
39,36
46,71
53,46
1\ • 107
939,3
1239
1515
1769
^вр
1,98
2,42
3,18
5,90
/
1,61
1,57
1,60
1,55
X • 10»
лтихп
5,51
8,72
12,88
16,69
Х-Юз
[8]
9,34
17,13
о. е
Примечание. Фреон-14, а = 4,66А, — = 134° К.
k
коэффициента вязкости [12]. Теплоемкость
фреонов приняли по данным работы [14],
теплоемкость при 150°К для фреона-14 получили
экстраполированием. Значения ZBp для
интервалов приведенных температур 1,302—0,898 и
2,239—1,924 рассчитали по формуле D) с
использованием значений коэффициентов
теплопроводности Я, полученных линейной
экстраполяцией экспериментальных величин.
В табл. 2—4 для сравнения указаны
расчетные данные работы [8].
Действительные значения ZBp для
фреонов-11, 13 и 14, очевидно, несколько
отличаются от принятых в данной работе. Однако воз
можные отклонения в значениях
коэффициента теплопроводности должны быть весьма
незначительными, поскольку ZBp является
поправочным членом формулы C). В то же
время, основываясь на выводах теории Мей-
сона—Мончика и их соответствии с данными
эксперимента, можно полагать, что
рассчитанные нами значения коэффициента
теплопроводности являются более правильными, чем
указанные в работе [8].
Сравнение данных табл. 1—4 позволяет
сделать некоторые выводы.
— Комплекс L, характеризующий передачу
внутренней энергии молекул, слабо зависит от
температуры и для всех фреонов численно
почти одинаков.
— С ростом температуры увеличивается
число столкновений для вращательной
релаксации ZBP.
— Коэффициент /=—¦?-для каждого фрео-
r\Cv
на меняется в пределах нескольких процентов,
с уменьшением молекулярного веса фреона он
возрастает. На рис. 2 представлена
зависимость коэффициента / для фреонов-11, 12, 13
и 14 от молекулярного веса \х. Все точки
описываются плавной кривой. Указанный график
может оказаться полезным для практических
расчетов теплопроводности, если принято
коэффициент / независимым от температуры.
23

ju, кг/моль
Рис. 2. Зависимость коэффициента / для
фреонов-11, 12, 13 и 14 от молекулярного
веса \i.
ЛИТЕРАТУРА
1. Цветков О. Б. Теплопроводность жидких
фреонов ряда метана и этана. «Холодильная техника»,
1965, № 4.
2. Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизи-
ческим свойствам газов и жидкостей. М., Физмат-
гиз, 1963.
3. Sherratt G. G., Griffiths E. «Phil, magazine»
1939, Vol. 27.
4. Masia A. P., Vail В г а с е г о А., В а г г a 1 e s
R i e n d a J. M. «An. Real. soc. esp. fis. у quim.», A-60,
1961, №5, 6.
5. К eyes F. G. «Trans. ASME», 1954, Vol. 76, No. 5.
6. Чернее в а Л. И. Экспериментальное
исследование теплопроводности фреонов. В сб. «Холодильная
техника», М., Госторгиздат, 1955.
7. Markwood W. H., Benning A. F. «Refrig.
Engng.», 1939, Vol. 37.
8. Svehla R. A. «Techn. Rept.», R 132, NAKA, 1962.
9. Гиршфельдер Д., К е р т и с с Ч., Б е р д Р.
Молекулярная теория газов и жидкостей. М., Изд-во
иностр. лит., 1961.
10. М a s о п Е. А., М о п с h i с k L. «J. Chem. Phys.»,
1962, Vol. 36.
И. Отчет ВНИХИ. М., 1965.
Johnson J. W. «Trans.
71.
Рабочие вещества и процессы
11.
12.
Перельштейн И
Witzell О. W.,
ASHRAE», 1965, Vol.
Бадылькес И. С.
холодильных машин. М., Госторгиздат, 1962.
14. Barho W. «Kaltetechnik», 1965, Bd. 17, Nr. 7.
13.
К расчету термодинамических свойств фреонов
НГУЕН АНЬ ХАЙ, А. Г. СЛЫНЬКО
Одесский институт инженеров морского флота
536.7.001.24:621.564.25
Для эффективного применения фреонов,
являющихся перспективными рабочими
веществами холодильных и энергетических
установок, необходимо знать их термодинамические
свойства. Экспериментальное исследование
этих свойств в широком интервале изменения
температур и давлений — довольно
трудоемкий процесс. Поэтому разработка метода,
позволяющего по ограниченным опытным
данным определить свойства фреонов в
интересующей области параметров, является актуальной
задачей.
Особое место в решении этого вопроса
занимает теория термодинамического подобия. Не
останавливаясь на детальном рассмотрении
ее положений [1—6], отметим, что
термодинамически подобными называются вещества,
свойства которых описываются одним и тем
же уравнением состояния в приведенных
координатах [3, 7]:
*=/(<*, т),
A)
где
р р _/_
Ро ' Ро ?о
Первоначально в качестве точки приведения
(точка с координатами p0f p0 и Т0) принимали
критическую точку, характеризующую
физически идентичные состояния веществ и
занимающую одно и то же геометрическое
положение на поверхности состояния. Однако
практическая трудность измерения ее параметров,
особенно плотности [8], явилась одной из
причин плохого совпадения термодинамических
поверхностей газов.
В работе [3] впервые четко сформулированы
требования, которым должны удовлетворять
опорные точки подобий. Совпадение значений
двух безразмерных величин одного наименова-
24

ния является основным требованием,
предъявляемым к опорным точкам сопоставляемых
газов.
Необходимость совпадения двух величин
обусловлена тем, что термодинамическое
состояние газа определяется двумя
независимыми параметрами. На основании этого
показано [3], что в качестве опорной может быть при*
нята любая точка на поверхности состояния
вещества. Нахождение соответственных
опорных точек упрощается, если их выбирать на
характерных кривых — кривых Бойля,
инверсии, максимумов изохор и т. д.
В случае использования кривых Бойля
координаты опорных точек находили из условий
[3,7]
Z=-^-=ldem,
Р
(?)¦
•¦ idem = 0.
B)
C)
Следовательно, общий тезис о выборе в
качестве опорной точки любой точки на
поверхности состояния был ограничен выбором точек
особого положения. Из работы [9] следует, что
выбор опорных точек на кривых Бойля
наряду с преимуществами по сравнению с
выбором критических опорных точек имеет ряд
недостатков, один из которых — низкая
точность определения их координат B—3% по
v и 0,5% по Т).
Итак, общим недостатком рассмотренных
методов сопоставления термических свойств в
безразмерных координатах является выбор
характерных точек на поверхности состояния в
качестве опорных, точность определения
координат которых довольно низкая.
Чтобы исключить влияние неточности
определение координат опорных точек на
расчетные данные, а также для отыскания
приближенного подобия необходимо привлекать все
имеющиеся данные.
При наличии уравнения состояния
базисного вещества в виде функции двух переменных
Z=Z(^y T) могут быть приближенно
рассчитаны термодинамические свойства
исследуемого вещества введением так называемых
множителей преобразования \х и v. Последние
представляют собой коэффициенты линейной
трансформации поверхности состояния
базисного вещества вдоль координатных осей р и Т
с целью описания свойств исследуемого
вещества.
Заменяя р и Т соответственно |ip и \Т,
получим уравнение исследуемого вещества
Z = Z(np, v Г),
где ц и v — отношение параметров опорных
точек.
Это уравнение эквивалентно уравнению A),
Оно удовлетворяет опорной точке, хорошо
описывает ее окрестность и не удовлетворяет
всем остальным точкам исследуемого
вещества.
Более правильна постановка задачи, при
которой требуется найти множители
преобразования, оптимально удовлетворяющие всем
опытным точкам. Это будет соблюдено только
в том случае, если их определять по всей
совокупности экспериментальных данных.
Возможны разные методы нахождения
таких множителей [10]. Нами разработан
графический метод, сущность которого состоит в
следующем. По имеющимся
экспериментальным данным сопоставляемых веществ
строятся изолинии Z = idem в координатах \gT, lgp.
Параллельным переносом координатных осей
оптимально совмещаются линии Z=idem
исследуемого и базисного вещества. При таком
осредненном совмещении по всем точкам
выполняется основное требование теории
термодинамического подобия: совпадение
безразмерных величин одного наименования
сопоставляемых газов, в частности величин Z=*
=idem и — ( ) =ldem.
Зависимость между координатами
сопоставляемых веществ выразится уравнениями
lgT6 = lgTi + b, D)
lgp6=lgp/ + a, E)
где Гб, рб и Ti> p/ — температура и
плотность соответственно
базисного и
исследуемого веществ.
Из уравнений D) и E) следует, что при
Z==idem
T6=lO>Tt
Рб=Ю*Р/,
D,а)
E,а)
где коэффициенты 10а и 10ь — те же
множители преобразования \i и v, найденные
графическим методом по всем опытным точкам и
оптимальным образом удовлетворяющие им.
По уравнению состояния базисного
вещества, которое справедливо в широком
диапазоне параметров, используя зависимости D) и
E), можно рассчитать термические свойства
исследуемого вещества. Единственным
существенным допущением при этом остается то,
что предполагается справедливость
зависимостей D) и E), установленных в общем случае
4 Зак, 3749
25

по ограниченным экспериментальным
данным, в более широкой области изменения
параметров.
Многочисленные опытные проверки
подтвердили правомочность такого допущения.
Отклонения расчетных величин Z от опытных
вне области параметров, использованной при
отыскании констант а и Ь, не превышали
0,8-1,0%.
Однако дальнейшие исследования показали,
что не всегда могут быть найдены константы
а и Ь, которые обеспечивали бы приемлемое
согласование расчетных и опытных данных.
Уменьшить расхождение между ними
удавалось переносом координатных осей \gT—lgp и
их поворотом. При этом зависимость между
параметрами сопоставляемых веществ
записывается в виде равенств
lgT6 = nlgTt + klg9i + b, F)
lgP6 = nlgPi-klgTi-{-a, G)
где k и п — соответственно синус и косинус
угла поворота координатных
осей.
В обычных координатах эта зависимость
может быть представлена в виде
Тб = 10>Т* Pf, F,a)
Pe==10ajL. G,a)
*т> U
1 i
Выражения D) и E) вытекают из
уравнений F) и G), а последние являются общим
выражением зависимости между параметрами
сопоставляемых веществ.
Таким образом, сопоставление
термодинамических поверхностей в логарифмических
координатах позволяет, не нарушая общих
принципов термодинамического подобия,
установить связь между их параметрами, в общем
случае выражаемую уравнениями F) и G).
Лучшие результаты наблюдаются при
сопоставлении некоторых пар веществ с близкими
термодинамическими свойствами. Для
успешного применения предлагаемого метода
важно иметь уравнения состояния нескольких
базисных веществ, справедливых в широкой
области приведенных параметров.
Поэтому в настоящей работе в качестве
базисных использовались фреоны-С318 и 14, для
которых составлены надежные уравнения
состояния [И, 12].
Для исследования брали фреоны-40, 41, 22,
114, 13 и 12, с которыми уже были проведены
эксперименты в узких интервалах давлений и
температур [5, 13—16].
Опыты показали, что термические свойства
исследуемых фреонов не во всей
экспериментально изученной области параметров могут
быть рассчитаны по уравнениям базисных
фреонов. Одна из причин того — уравнения
для фреонов-С318 и 14 справедливы в
интервале приведенных параметров, • не
совпадающем с исследованной областью для фрео-
нов-40, 41, 12 и 22.
Большинство р—v—Г-зависимостей
исследуемых фреонов расположены ниже пределов
действия уравнений для фреонов-С318 и 14.
Поэтому только часть данных по фреонам-40,
41, 12 и 22 использовалась для определения
корректирующих множителей и соответственно
описываемся скорректированными
уравнениями базисных фреонов.
Для примера в табл. 1 сопоставлены
опытные и расчетные значения Z для фреона-13
[12]. Расчетные данные получены с помощью
ЭЦВМ по уравнению для фреона-14 [10]
введением корректирующих множителей k = 0,006,
n = 0,99998, a = — 0,15025, 6-—0,123296 в
уравнения F) и G).
Как видно из табл. 1, сопоставляемые
величины хорошо совпадают. Аналогичное
сравнение выполнено для фреона-41, расчетные
данные которого получены также по уравнению
для фреона-14.
В табл. 2 сопоставлены опытные и
расчетные значения термических величин фреона-41
[И]. Расхождения сопоставимых величин в
основном не превосходят допустимых пределов
и только при больших плотностях и низких
температурах наблюдаются существенные
расхождения между ними. Такое же согласование
опытных и расчетных термических данных
наблюдается для фреонов-22 и 114 в пределах
действия уравнения для фреона-С318. Так,
средние квадратичные отклонения для фрео-
на-22 составляют 0,2%, для фреона-114 —
0,37 о/0.
Эффективность рассматриваемого метода по
сравнению с ранее применявшимися
проверялась на примере фреона-40. Средние
квадратичные отклонения расчетных значений,
полученных методом корректирующих множителей,
в несколько раз меньше соответствующих
отклонений в случае использования критической
точки подобия.
Приводимые сравнения показывают, что
введение корректирующих множителей
позволяет рассчитать термические свойства
малоисследованных фреонов. Используя известные
термодинамические соотношения, можно
определить их калорические свойства.
Предлагаемый нами метод расчета
термодинамических свойств фреонов базируется на
основных положениях теории
термодинамического подобия и является логическим ее раз-
26

Табл ица 1
ш
0,05
0,1
1 0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1.4
1,5
1,6
1,7
1,8
PZmax,
1 «/О
298,15°К
Zon | *р
0,9400
0,8805
0,7735
0,6725
0,5845
0,5060
0,4370
0,9384
0,8802
0,7719
0,6741
0,5867
0,5100
0,4436
1,50
0,6720
303,15°К
Zon
0,9430
0,8865
0,7815
0,6855
0,6010
0,5260
0,4605
0,4050
0,3590
0,3205
0,2885
0,2635
0,2425
0,2265
0,2175
0.2180
0,2315
0,2635
0,3205
ZP
0,9407
0,8847
0,7805
0,6863
0,6022
0,5282
0,4640
0,4094
0,3635
0,3255
0,2944
0,2692
0,2494
0,2350
0,2270
0.2275
0.2407
0,2726
0,3322
4,60
2,2190
323,15°К
*оп ! *р
0,9505
0,9020
0,8120
0,7300
0,6580
0,5940
0,5335
0,4910
0,5415
0,4185
0,3915
0,3705
0,3565
0,3505
0,3535
0,3675
0,3975
0,4470
0,5215
0,9488
0,9005
0,8109
0,7299
0,6576
0,5938
0,5384
0,4910
0,4512
0,4185
0,3924
0,3726
0,3592
0,3527
0,3548
0,3679
0,3962
0,4456
0,5242
0,76
0,3070
348,15°К
Zon | *р
0,9570
0,9170
0,8425
0,7750
0,7155
0,6635
0,6180
0,5800
0,5485
0,5230
0,5045
0,4930
0,4890
0,4940
0,5095
0,5390
0,5855
0,6515
0,7480
0,9571
0,9168
0,8421
0,7750
0,7152
0,6627
0,6174
0,5790
0,5474
0,5224
0,5039
0,4923
0,4880
0,4921
0,5066
0,5343
0,5792
0,6468
0,7442
1,08
0,4180
373,15°К
Zon
0,9645
0,9305
0,8680
0,8120
0,7630
0,7205
0,6840
0,6545
0,6310
0,6140
0,6035
0,6005
0,6070
0,6225
0,6495
0,6915
0,7500
0,8330
0,9415
ZP
398,15°К
Z 1 Z
on 1 лр
0,9639 0,9700
0,9300 0,9415
0,8677 0,8890
0,8121 0,8430
0,7630 0,8025
0,7204 0,7685
0,6842 0,7405
0,6543 0,7185
0,6308 0,7025
0.6137 10,6930
0,6033 0,6915
0,6001 0,6965
0,6051 0,7110
0,6197 0,7360
0,6459 0,7735
0,6866 0,8265
0,7456 10,8980
0,8280 1 0,9925
0,9402 1,1135
!
0,9695
0,9411
0,8891
0,8432
0,8033
0,7693
0,7403
0,7193
0,7034
0,6939
0,6914
0,6966
0.7105
0,7347
0,7714
0,8235
0,8945
0,9891
1,1130
0,71 j 0,40
i
0,3107 0,0558
!
423,15°К 1
Zon
0,9760
0,9510
0,9070
0,8695
0,8375
0,8100
0,7895
0,7745
0.7645
0,7625
0,7675
0,6805
0,8030
0,8375
0,8835
0,9455
1,0285
1,1325
1,2675
ZP
0,9742
0,9504
0,9072
0,8697
0,8378
0,8114
0,7907
0,7758
0,76
0,7648
0,7696
0,7825
0,8047
0,8378
0,8839
0,9458
1,0270
1,1316
1,2651
0,30 1
0,0500
Таблица 2
ш
0,05
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
5ZCp, о/о
I &Zmax, •/„
348,15°К
Zon | ZP I
0,9385
0,8835
0,7855
0,7020
0,6310
0,5705
0,5200
0,4780
0,9390
0,8835
0,7831
0,6955
0,6201
0,5563
0,5036
0,4613
2,020
3,50
373,15°К
Zon 1 /*р
0,9480
0,9010
0,8185
0,7475
0,6870
0,6350
0,5915
0,5550
0,9480
0,9010
0,8168
0,7435
0,6803
0,6281
0,5852
0,5517
0.674
1,04
398,15°К
Zon | *р
0,9555
0,9155
0,8450
0,7845
0,7330
0,6885
0,6520
0,6220
0,9559
0,9161
0,8450
0,7838
0,7320
0,6894
0,6557
0,6310
0,557
1,45
423,15°К
7 \ 7 '
zon 1 ^р
0,9620
0,9285
0,8680
0,8155
0,7715
0,7345
0,7035
0,9620
0,9285-
0,8680
0,8179
0,7759
0,7423
0,7172
0,865
1,94
витием. Благодаря своей простоте и
приемлемой точности результатов этот метод может
найти применение в инженерных расчетах
термодинамических свойств фреонов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бадылькес И С. Рабочие вещестза и процессы
холодильных машин. М., Пищепромиздат, 1952.
2. Г у х м а н А. А. Об основаниях термодинамики.
Алма-Ата, изд. АН Казахской ССР, 1947.
3. К а з а в ч и н с к и й Я. 3. О выборе эпорной точки
при исследовании термодинамического подобия
газов. Доклады АН СССР, т. 161, «Наука», 1965, № 5.
4. К и р п и ч е в М. В. Теория подобия. М., Изд-во АН
СССР, 1953.
5. Л а г у т и н а Л. М. Экспериментальное
исследование Р—v—Г-зависимости фреона-22.
«Холодильная техника», 1966, № 12.
6. Van d е г W а а 1 s. Die Kontinuitat des gasformigen
und flussigen Zustandes 1 Diss., Leiden, 1873.
7. К а з а в ч и н с к и й Я. 3. Использование
термодинамического подобия для исследования свойств
газовых смесей. ИФЖ, 1965, т. 9, № 3.
8. Гиршфельдер Дж., Кертисс Ч., Берд Р.
Молекулярная теория газов и жидкостей. М., Изд-во
иностр. лит., 1961.
9. Не доступ В. И, Исследование свойств газовых
смесей методом термодинамического подобия.
Кандидатская диссертация. ОИИМФ, 1967.
К а з а в ч и н с к и й Я. 3. Использование
приближенного термодинамического подобия для
аналитического описания свойств реальных газов. Доклады
АН СССР, т. 171, «Наука», 1966, № 4.
Нгуен Ань Хай, Таран В. Н. Тезисы
докладов Всесоюзной конференции «Новые
холодильные машины и области их применения». Одесса,
1967.
10.
11
4*
27

12. Т а р а н В. Н. К расчету термодинамических
свойств фреона-14. В сб. «Холодильная техника
и технология», № 6. Киев, «Техника», 1968.
13. Michels A., Vis ser A. «Physica», 1952, Vol. IS,
p. 114.
14. M i с h e 1 s A., Wassenaar Т., W о 1 k e г s G,
«J. Chem. Engng. Data», 1966, Vol. 11, No. 4.
15. Mors у T. F. «Kaltetechnik», 1965, Nr. 5.
16. SuhK .W., Sto rwich T. S. «Amer. Irfct Chem.
Engng. J.». 1967, Vol. 13, No. 2.
О выпуске домашних холодильников
Л. Н. ВАЙН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
В 1968 г. в Советском Союзе было
изготовлено около 3,2 млн. домашних холодильников.
По данным на 1 января 1969 г. в пользовании
у населения находится около 15 млн.
холодильников.
Холодильник — это аппарат
долговременного пользования (срок службы 15 лет).
Следовательно, при планировании выпуска
холодильников надо ориентироваться не только
на имеющиеся, но и на ожидаемые в будущем
потребности населения.
За рубежом выпускают в основном
компрессионные холодильники, а удельный вес
абсорбционных систематически снижается. Если
в начале 50-х годов абсорбционные
холодильники составляли 30—60% от общего
количества, то в настоящее время 2—5%. Чаще всего
это небольшие холодильники емкостью до
100 л, зачастую с комбинированным
нагревом — электрическим и газовым.
Из года в год увеличивается средняя емкость
выпускаемых за рубежом холодильников (см.
рисунок). В 1966 г. она составила в США
375 л, во Франции — 175 л. Рост средней
емкости — объективный процесс, вызванный
следующими причинами. Приобретая
холодильник и постигая на практике преимущества
холодильного хранения, потребитель постепенно
расширяет ассортимент хранящихся в
холодильнике продуктов и привыкает делать
закупки впрок. Холодильник становится мал.
Увеличение ассортимента выпуска и объема
потребления быстрозамороженных продуктов
способствует повышению спроса на крупные
холодильники с большим морозильным
отделением.
Спрос на холодильники с большим
морозильным отделением и низкими температурами
в нем определил рост выпуска двухкамерных
аппаратов.
ш
350
т
ч
8 ш
1
I
^ ш
150
100
50
_
jS^
^Х^ \
I
Г/
/
1 *___| ». .„1
621.565.92
!
1
f
1
.1 1 i i i I
1955
1965Годы
Средняя емкость холодильников, выпускаемых за
рубежом.
В США, ФРГ и Скандинавских странах,
отличающихся высоким уровнем потребления
быстрозамороженных продуктов,
двухкамерные холодильники составляют значительную
долю выпуска: в США 75%, в Швеции 74%, в
Норвегии 55%.
В Советском Союзе выпуск домашних
холодильников стремительно растет. В 1968 г.
холодильников было изготовлено в 20 раз
больше, чем в 1955 г. Средний рост производства —
27% в год.
Выпуск домашних холодильников в СССР в
основном увеличивается за счет
компрессионных (см. табл. 1), среди которых наиболее
28

Таблица 1
Тип

холодильников

Абсорбционные
^ Компрессионные
1 * -
Емкость, л
25
45
60—70
75—100 1
Итого . .
85
120—140
160—165
175—200
240
Итого . .
Всего . .
е ч а н и е. Та(
Годовой
выпуск,
тыс. шт.
185,9
203,8
132,7
1 522,4
222,0
419,9
674,6
215,7
139,7
1671,9
2194,3
лица составлен
1966 г.
Доля
в общем
выпуске,
%
8,4
9,7
6,0
24,1
10,1
19,1
30,6
9,8
6,3
75,9 \
100
i по данным
Доля
в выпуске
типа, %
Годовой
выпуск,
тыс. шт.
Не выпускались
35.0 1 66,0
40.1 387,3
24.9 1 133,3
100
13,3
25,1 |
40,3
12,9
8,4
100
I 586,6
244,5
478,8
979,9
265,0
142,5 I
2110,7
- | 2697,3
ведомственного учета.
1967 г.
Доля
в общем
выпуске,
%
2,4
14,4
4,9
21,7
9,1
17,8
36,3
9,8
5,3 1
78,3
100
Доля
в выпуске
типа, о^
11,3
66,0
22,7
100
11.5
22,7
46,4
12,6
6,8 1
100
-
Годовой
выпуск,
ТЫС. ШТ.
4,2
69,2
148,5
367,8
589,7
301,8
620,3
1185,9
312,5
145,2
2565,7
3155,4 !
1968 г.
Доля
в общем
выпуске,
%
0,1
2,2
4,7
11,7
18,7
9.5
19,7
37,6
9,9
4,6 1
81,3 |
100 |
Доля
в выпуске
типа, %
0,7
11,7
25,2
62,4
100
11,8
24,2
46,2
12,2
5,6
100
—
значительная группа — холодильники
емкостью 160—165 л D6,2%). Обусловлено это
тем, что расширение производства
компрессионных холодильников происходило главным
образом за счет холодильников емкостью
160 л. С 1966 по 1968 г. объем производства
этих холодильников вырос почти в два раза и
достиг ~1,2 млн. шт., или 37,6% от общего
выпуска. Поскольку выпуск крупных
холодильников остается почти стабильным, то
удельный вес их в общем выпуске неуклонно
снижается. Если в 1966 г. холодильники
емкостью 240 л составляли 6,3% от общего
выпуска, то в 1968 г. — 4,6%. *
Таким образом, средняя емкость
выпускаемых холодильников не возрастает, а
снижается (табл. 2). Одной из причин малой величи-
Табл ица 2
Годы
1966
1967
1968
Средняя емкость, л 1
абсорбционные
холодильники
76
72
75

компрессионные
холодильники
168
153
151
всего
146
135
137
ны средней емкости является также большой
удельный вес абсорбционных холодильников.
Несмотря на то, что за последние годы доля
абсорбционных холодильников в общем
выпуске систематически уменьшается, в 1968 г.
она все еще составила 18,7%.
Среди абсорбционных холодильников
преобладают аппараты емкостью свыше 70 л
F2,4% в 1968 г.), что нецелесообразно. С
увеличением емкости абсорбционных аппаратов
конкурентоспособность их по сравнению с
компрессионными падает. Кроме того, у
определенной группы населения (малосемейные^
одиночки и т. д.) имеется спрос на небольшие
и недорогие холодильники. Удовлетворить этот
спрос в настоящее время можно лишь с
помощью абсорбционных холодильников.
Для удовлетворения спроса населения
необходимо в ближайшие годы значительно
увеличить выпуск компрессионных
холодильников емкостью 200 и 240 л и освоить
производство двухкамерных холодильников
емкостью 280—300 л, доведя к 1975 г. среднюю
емкость до 160—180 л. Для улучшения качества
холодильников во вновь разрабатываемых
моделях необходимо обеспечивать поддержание
в морозильных отделениях температуры—12°С
и ниже.

Исследование теплообмена в скороморозильных аппаратах
——с псевдоожнженным и плотным слоями
Канд. техн. наук А. М. ВОЙТКО, С. И. ГЛЕБОВ
Молдавский научно-исследовательский институт пищевой промышленности
621.565.912.001.24:664.84/85.037.5
Производительность G скороморозильного
аппарата для замораживания плодов и
овощей в псевдоожиженном и плотном слоях
определяется зависимостью [1]
G= Fcl"H° кг/ч, A)
X
где Fc — площадь сетки, поддерживающей
плоды, м2;
Yh — насыпной вес плодов, кг/м3;
Н0 — высота слоя плодов в неподвижном
состоянии, м;
х — время охлаждения и
замораживания, ч.
В уравнении A) величины Fc и Н0 задаются
в соответствии с необходимой
производительностью аппарата, ун — известная постоянная
величина для данного продукта. Неизвестным
является время охлаждения и замораживания
T=Ti+T2 % B)
где %\ — время охлаждения плода до крио-
скопической температуры, ч;
Т2 — время замораживания плода от кри-
оскопической до заданной
температуры, ч.
Время охлаждения шарообразных плодов и
овощей может быть с достаточным
приближением определено но уравнению [2]
0.ИЗ R(R + ^2\\]g tn-tc +
а \ оЬ) tK — tc
+ _M73L^_!^!i,, (з)
л + 2,4
где а — температуропроводность продукта,
м2/ч;
R — радиус продукта, м;
Х\ — коэффициент теплопроводности
продукта, ккал/(м*ч*град);
а — коэффициент теплоотдачи от
продукта охлаждающему воздуху,
ккал/(м2*ч*град);
? — коэффициент влаговыпадения,
учитывающий увеличение а вследствие,
испарения (?=1,05—1,1);
/н — начальная температура продукта,
°С;
/к — конечная (криоскопическая)
температура продукта, °С;
tc — средняя температура охлаждающей
среды, °С.
Время замораживания шарообразных
плодов и овощей от криоскопической
температуры до температуры, заданной
технологическим режимом, определяют по уравнению [2]
х = (*кр — *кн) ? ^э . (Js_ 1 L_\ г/ М)
6(*к-*с) \ 4Х ^ at) * W
где /1ф, 4ш — энтальпия продукта при
температуре соответственно
криоскопической и в конце процесса
замораживания, ккал/кг;
у — удельный вес продукта, кг/м^;
d3 — эквивалентный диаметр
продукта, (диаметр шара,
эквивалентного отдельным плодам по
объему), м;
X — коэффициент теплопроводности
продукта при средней
температуре замораживания, ккал/(мх
Хч°град).
В уравнениях C) и D) теплофизические,
геометрические и технологические параметры
продуктов известны, неизвестным является
коэффициент теплоотдачи а от продукта
охлаждающему воздуху. Анализ существующих
критериальных зависимостей по теплообмену в
псевдоожиженном и плотном слоях [3]
показал, что коэффициенты теплоотдачи,
вычисленные по разным предложенным формулам,
значительно отличаются друг от друга.
В связи с этим на экспериментальном
стенде, описанном в работе [3], были проведены
исследования по определению коэффициента
теплоотдачи при замораживании плодов и
овощей. Конструкция стенда существенных
изменений не претерпела: лишь на опытном
участке для замораживания прямоугольная
камера была заменена цилиндрической с
внутренним диаметром 425 мм. Такая замена была
вызвана необходимостью улучшить воздухо-
распределение перед слоем продукта и более
30

равномерно перемешивать продукт по всей
площади поддерживающей сетки.
Исследования теплообмена проводили при
замораживании слив, абрикосов, вишен и
зеленого горошка в псевдоожиженном
(кипящем) и плотном (неподвижном) слоях. Было
проведено более 150 опытов замораживания.
Измеряли следующие величины:
температуры охлаждающего воздуха перед слоем
продукта и после него, температуры в центре
плода (для косточковых—на поверхности
косточки), на поверхности плода (непосредственно
под кожурой), гидравлическое сопротивление
слоя продукта и расход воздуха.
Размещение термоэлектродов и спаев
термопар в плоде показано на рис. 1. Термопару,
измеряющую температуру внутри плода
крупнокосточковых, размещали на ребре косточки
на расстоянии х от поверхности, что в какой-
то мере исключало влияние теплофизических
параметров самой косточки на температурное
поле шарового слоя. В связи со сложностью
процессов охлаждения и замораживания, а
также в целях взаимопроверки коэффициент
теплоотдачи определяли тремя методами.
Рис. 1. Схема размещения термопар в плоде:
/ — кожура; 2 — поверхностная термопара; 3 —
внутренняя термопара; 4 — зерно; 5 ~ косточка.
Как отмечалось ранее [3], коэффициент
теплоотдачи от шарообразного продукта
охлаждающему воздуху может быть приближенно
рассчитан по формуле
ос
RI
1 —
<R—x\*
R
15 мм. Измеряли толщину слоя
штангенциркулем с точностью 0,5 мм после замораживания,
в результате чего исключалась деформация
плода во время измерения. В этом случае не*
сколько искажались его геометрические
размеры из-за увеличения объема при переходе
воды плода в лед, однако такое искажение
незначительно: диаметр замороженного плода
на более чем в 1,04 раза больше диаметра
незамороженного.
Величины /ю tc, R, %ъ входящие в уравнение
E), также определяли опытным путем.
При вычислении коэффициента
теплоотдачи вторым методом использовали данные
графиков замораживания. Один из них представ-
Рис 2. График изменения те*мпера-
тур плода и охлаждающего воздуха
при замораживании:
I — температура внутри плода; II—
на поверхности плода; III —
воздуха после слоя продукта; IV —
средняя температура воздуха в слое; V—
температура воздуха перед слоем.
1 —
'R — xV
R
д ( (*к — *с) faa
П/Р(/1р-/и)
H-m
кналЦм2 • ч • град), E)
где х — толщина замороженного слоя
плода, м.
В зависимости от размера плода толщину
замороженного слоя изменяли в пределах 5—
лен на рис. 2. Изменение средней
температуры воздуха в слое продуктов (кривая IV)
определяли расчетным путем по температурам
воздуха перед слоем и после него.
31

Приближенно количество тепла,
сообщаемое охлаждающему воздуху плодами за время
Дт=т4—тз, может быть определено из
уравнения
h + U *1 + *2
где
Q=VTb*(-
-|Дт ккал% F)
где V — объемный расход воздуха, м3/ч;
ув — удельный вес воздуха, кг/м3;
с — теплоемкость воздуха, ккал/(кгх
Хград);
/8, U — температура воздуха по сухому
термометру после слоя
соответственно в моменты времени тз и т4,
°С;
^ь к — температура воздуха по сухому
термометру перед слоем
соответственно в моменты времени тз и
Т4, °С.
С другой стороны, за время Дт количество
тепла, отбираемое конвективным путем от
продуктов, будет равно:
Q = a/**WA±is h±hAb* нкал,{7)
где п — количество замораживаемых
продуктов, находящихся на
сетке, шт.;
h* U — температура поверхности
продукта соответственно в моменты
времени тз и т4, °С;
h, U — средняя температура
охлаждающего воздуха по сухому
термометру соответственно в моменты
времени тз и т4, °С
Из уравнений F) и G) получаем:
V\c
U + tt
*i + 'a
nndi
h + h
t7 + ts
2 2 /
ккал/(м2*ч*град). (8)
Чтобы уменьшить возможность ошибки при
вычислении коэффициента теплоотдачи,
связанную с изменением температур во времени
и погрешностями измерительных устройств,
моменты времени тз и т4 выбирали на участке
максимальных перепадов температур и
приближения кривой изменения температуры
воздуха на поверхности продукта к прямой (см.
рис. 2), т. е. после стадии неупорядоченного
(начального) режима охлаждения.
Третьим методом коэффициент теплоотдачи
определяли [4] из уравнения
— -/(Fo, у\ккал(м2-ч- град), (9)
го~ ip — критерии Фурье;
ах — температуропроводность
замороженного плода, м2/н;
Дт1=Тб—Т5 — время, н;
& = /13 9 ° разность между
температурой поверхности
плода и средней
температурой воздуха в момент
времени т6, °С;
Y = tlx-
to + h
разность между темпе-
<х = ¦
ратурой поверхности плода и
средней температурой
воздуха в момент времени т5, °С;
Uu t\2 — температура поверхности
плода соответственно в
моменты времени тэ и те, СС.
U, t\o— средняя температура воздуха
соответственно в моменты времени т§ и
т6 °С.
Критерий Fo и отношение разностей
температур -jr находили по графику
замораживания, а затем по соответствующим
зависимостям (для охлаждения шара) определяли
критерий Био В1 = -^~ .
Третьим методом коэффициент теплоотдачи
можно вычислить сравнительно точно только
при температуре в центре продукта /13 ниже
— 12°С, поэтому его следует применять
для определения коэффициента теплоотдачи в
конце процесса замораживания.
Это объясняется тем, что теплофизические
константы, входящие в коэффициент
температуропроводности а = ^у (м2/ч),—геплоемкость
и коэффициент теплопроводности — в
значительной степени зависят от количества
вымораживаемой в продукте воды, которая в
основном вымерзает в интервале температур от
—2 до —12°С [2]. При температурах ниже
— 12°С они также изменяются, но здесь
изменение в небольшом диапазоне температур уже
близко к линейному. При обработке опытных
данных коэффициент теплопроводности и
теплоемкость находили как среднее из четырех
значений при температурах tu, tl2, tl3 и tXA.
Из трех методов определения коэффициента
теплоотдачи второй — формула (8) — был
основным, а первый и третий — формулы E) и
(9) — являлись контрольными.
Результаты исследований для псевдоожи-
женного слоя обрабатывали в критериальной
форме по уравнению вида
Nu=^Re?, A0)
32

где Nu = —* — критерий Нуссельта;
Яв — коэффициент теплопроводности
воздуха, ккал/(м*ч*град);
А — постоянная;
Red
критерий Реййольдса;
Юф — скорость фильтрации
(скорость воздуха перед сеткой),
м/сек;
v — коэффициент кинематической
вязкости воздуха, м2/сек;
т — показатель степени.
Для плотного слоя результаты исследований
также обрабатывали в критериальной форме
по уравнению вида
Nu=i№* (И)
где А\ — постоянная;
Re = -^-J критерий Рейнольдса;
V
я;=г—I- — скорость воздуха в промежутках
щ
между плодами, м/сек;
IjNu
16
U
U
10
1,8
ts
К1*
и
1 л
Д у
ьУ 1
1 д
1
уд
Хд
^
* д
D
О
/ 1
\
х D
/ И
а
j
° ° /о
г/ о
о
C/1L
8оо
о |
О |
1Ш
х -по дюрмуле(8) \
Абрикосы
о-Л)
D-f8); я-ДО;
Зеленый горошек
a /0\. А /0\.
д (о;'
•E)
L
т0 — порозность слоя (величина,
учитывающая долю пустот);
k — показатель степени.
Параметры воздуха, входящие в критерии
Nu и Re, вычисляли по его средней
температуре.
На рис. 3 показана зависимость lgNu=
=/i(lgR^) для псевдоожиженного слоя.
Полученное уравнение для этого случая имеет
вид:
Nu = 0,0033 ReJ;18. A2)
Уравнение применимо для Re<j>=2000—
25000.
На рис. 4 представлена зависимость lgNu =
=/2(lgRe) для плотного слоя. В этом случае
уравнение для определения критерия
Нуссельта выражается зависимостью
Nu = 0,123 Re0»74. A3)
Уравнение применимо для
Re= 1600—31000.
Усреднение результатов исследований (см.
рис. 3 и 4) проводили методом наименьших
квадратов. Таким образом, полученные
уравнения для псевдоожиженного A2) и плотного
A3) слоев дают возможность определить
коэффициент теплоотдачи с точностью ±20%.
Для косточковых плодов время охлаждения
Т| и замораживания тг, рассчитанное соответ-
,Ц№
13
V
и
15
3,2
ЗМ
3,6
3,8
W
V fyfeqj
Y л
D rt<3
о
¦
о
J
У
о о
* 5*
о
Сливы
х -по формуле(8)
Абрикосы
о-(8)', •-&);
•-E)
Вишни
и-18); a-(9h
ш
Зеленый
|
горошек
а-E)
м
М ^ 3.S
3,8
W
м
W фрр
Рис. 3. Критериальная зависимость lgNu=/i(lgRe<|>)
для псевдоожиженного слоя.
Рис. 4. Критериальная зависимость lgNu=*
=/20g Re) для плотного слоя.
33

ственно по уравнениям C) и D), получается
несколько завышенным по сравнению с опыт
ным в результате условной замены косточка
плодовой мякотью с большим содержанием
влаги, чем в косточке. Однако такая замена
упрощает расчет и дает некоторый запас
времени, необходимый для охлаждения и
замораживания.
Полученные критериальные зависимости, по
которым определяется коэффициент
теплоотдачи, дают возможность успешно проводить
инженерные расчеты скороморозильных
аппаратов для замораживания плодов и овощей в
псевдоожиженном и плотном слоях,
ЛИТЕРАТУРА
1. Забродский С. С. Гидродинамика и теплообмен
в псевдоожиженном слое. М., Госэнергоиздат, 1963.
2. Холодильная техника. Энциклопедический справочник
Т. 2. М., Госторгиздат, 1961.
3. Войт к о А. М., Глебов СИ. Замораживание
плодов и овощей в псевдоожиженном и плотном
слоях. «Холодильная техника», 1968, № 7.
4. Ш о р и н С. Н. Теплопередача. М., «Высшая школа»,
1964.
Энтерококковый показатель для санитарно-бактериологического контроля
в производстве мороженого -
Канд. биолог, наук Э. С. ДЕРБИНОВА
Московский хладокомбинат № 8
663.674:614.3.002.5
При оценке фекального загрязнения
объектов внешней среды энтерококки имеют
преимущество перед Е. coli [1—5].
Для обнаружения энтерококков и
определения их количества на фабрике мороженого
Московского хладокомбината № 8 были
проведены исследования смывов с оборудования и
рук рабочих.
Микробиологическому контролю
подвергались фильтры, гомогенизатор, охладитель,
насосы, танки для хранения смеси, юниваты,
фасовочные и заверточные машины, автоматы,
линии у гомогенизатора, охладителя, танков
и машин.
Смывы проводили по методикам,
утвержденным Государственной санитарной инспекцией
СССР [6] и Министерством здравоохранения
РСФСР [7]: с оборудования — до мойки и
дезинфекции, а также после мойки и
дезинфекции непосредственно перед началом работы, с
рук — непосредственно после мойки и
дезинфекции и в процессе работы.
Смывную воду, неразведенную и
разведенную стерильной водой в 10, 100 и 1000 раз.
высевали на мясо-пептонный агар (МПА) --¦
для учета общего количества бактерий, на •
среду Кесслсрп — для обнаружения Е. coli и
на пенициллиновую жидкую среду" (ЖСДЭ) —
для обнаружения энтерококков. Последняя
питательная среда, разработанная нами,
предназначена специально для выделения и коли-
Табл и ца 1
Объект
Фильтр
Линия у
гомогенизатора
Гомогенизатор . . . .
Линия у охладителя .
Охладитель
Насос
Линия у танков для
хранения смеси . .
Танк для хранения
смеси
Эскимоформы . . . .
Машина ОАМ . . . .
Машина ФАМ . . . .
Линия у машины ФАМ
Бункер машины ОАМ
Заверточная машина .
Юн и ват для пирожных
Линии для глазури . .
Лоток деревянный . .
Стол для завертки
мороженого
Машина АЗВС ....
Гильзы для
мороженого
Крышки для гильз . .
Я а»
о «
ч» О
а> ю со к
3е-
* S
Си о
Е. coli
250
200
>300
>300
>300
>300
>300
>300
>300
>300
>300
>300
180
>300
>300
>300
>300
200
>300
>300
>300
+
Энтерококки
+
+
+
Примечание. 0—неразведенная смывная
вода; 1 :10, 100, 1000 — разведение смывной воды;
-f- наличие роста; — отсутствие роста.
34

чественного учета энтерококков в объектах
внешней среды, в том числе и в мороженом [8].
Инкубацию на среде Кесслера и ЖСДЭ
вели при 43, а на МПА при 37°С в течение 48 ч.
Идентификацию Е. coli осуществляли по
методике, предлагаемой ГОСТ 9225—68.
Для идентификации энтерококков после
инкубации производили пересев из ЖСДЭ на
подтверждающую плотную среду (сахарно-
дрожжевой агар с кристалл-виолетом),
разработанную Г. П. Калиной [3]. Выросшие на
этой среде точечные блестящие колонии с
ровным краем отвивали на глюкозный бульон и
полученные культуры идентифицировали по
морфологическим, культуральным и
физиологическим свойствам. Результаты исследований
приведены в табл. 1—3.
Анализ данных табл. 1 показывает, что до
мойки и дезинфекции оборудования общее
количество бактерий в 1 мл смывной воды в
зависимости от объекта колебалось от 180 до
>300. Е. coli обнаружены в смывах только с
семи объектов. Энтерококки выделены из всех
неразведенных смывов, из 16 смывов при
разведении их 1 : 10, семи — при разведении
1 : 100 и двух — при разведении 1 : 1000.
После мойки и дезинфекции оборудования
(табл. 2) в подавляющем большинстве
смывов G6 из 97) бактерий или не обнаружено,
или их количество было незначительным (от
единичных клеток до 1—6 десятков в 1 мл
смывной воды) при отсутствии Е. coli и
энтерококков; в четырех смывах установлено
бактериальное обсеменение до 300 и >300 в 1 мл,
Таблица 2
Объект
Фильтр
Линия у гомогенизатора
Гомогенизатор
Линия у охладителя
Охладитель
Насос
Линия у танков для хранения смеси
Танк для хранения смеси
Эскимоформы
Машина ОАМ
Линия у машины ОАМ
Машина ФАМ
Линия у машины ФАМ
Бункер машины ОАМ .
Бункер КЭГ
Заверточная машина . .
Юниват для пирожных
Линия для глазури . .
Ванна для глазури . . .
Лоток деревянный . . .
Стол для завертки . . .
Машина АЗВС . . . .
Гильзы для мороженого
Ушаты
Крышки для гильз . .
Брикетоформы
Щипцы КЭГ
Кассеты для пирожных
Юниват для брикетов .
н о
и ю
я*
Общее
количество бактерий
в I мл смывной
воды
Е. coll
1
3-7
2
2—6
1—8
40
1
1—2
1—20
1—6, 300B)
1
1—40, >300A)
1—5, > 300A)
1
0—2
0—3,> 300A)
0—20, 150A)
2—50
0—2
1—28, 200A)
2—4
1—2
1—20
>300
300, >300
1—3
0—10
1—6, 60A)
1
/+<2>1
(8)
Ж!)
C)
/+A)!
\-A)
1:10
Энтерококки
/+<4)
\-F)
\-D)
/+B)
1-B)
+ D
1-D)
/+0)
1-D)
|+C)
-A)
{+B)
\-C)
{+B)
+B)
+C)
1:10
/+A)
1-D)
Примечание. В скобках указано количество смывов.
35

наличие Е. coli и энтерококков; в 17 смывах
установлено бактериальное обсеменение от
единичных клеток до 300 и >300, отсутствие
Е. coli и наличие энтерококков.
Таким образом, в 17 смывах с объектов,
чистота которых согласно существующему сани-
тарно-бактериологическому критерию —
отсутствие Е. coli в смыве с объекта —
считается удовлетворительной, обнаружены
энтерококки. Неудовлетворительной (обнаружены
Е. coli) оказалась чистота машины ОАМ (в
двух смывах), линии у машины ФАМ (в
одном смыве) и ушатов (в одном смыве). В
смывах с этих объектов также находились
энтерококки.
Результаты исследования смывов с
оборудования позволяют сделать вывод: если работу
моечных бригад и эффективность мойки и
дезинфекции оборудования оценивать по энтеро-
кокковому показателю, чистота оборудования
повысится.
Из табл. 3 видно, что в смывах, взятых с рук
непосредственно после мойки и дезинфекции,
не обнаружено ни Е. coli, ни энтерококков, а
общее число бактерий в 1 мл составляло
единицы (в 7 смывах) или они полностью,
отсутствовали (в 10 смывах).
В смывах, взятых с рук в процессе работы,
бактериальная обсемененность колебалась от
десятков до сотен клеток в 1 мл, Е. coli
отсутствовали, а энтерококки обнаружены во
всех неразведенных смывах, при разведении
1: 10 — в 10 смывах из 17 и при разведении
1:100 — в 5 смывах из 17.
Следовательно, чистота рук согласно
существующим требованиям может быть признана
удовлетворительной как после мойки и
дезинфекции, так и в процессе работы. Однако,
как видно из табл. 3, в смывах, взятых в
процессе работы, обнаружены энтерококки.
Причем количество энтерококков в смывах с рук
разных работниц, выполняющих одни и те же
операции, в некоторых случаях резко
колеблется. Так как руки соприкасаются с
продуктом, требование к их чистоте должно быть
особенно высоким. Поэтому в качестве
критерия чистоты рук следует принять отсутствие
энтерококков в 1 мл смыва. Временно можно
допустить наличие энтерококков в 1 мл
неразведанного смыва и безусловное отсутствие их
в 1 мл смыва, разведенного 1: 10.
Повышение требовательности к чистоте
оборудования и рук рабочих ведет к повышению
качества мороженого по его
микробиологическим показателям. Это подтверждает
исследование девяти партий мороженого (табл. 4),
выработанного из обычного сырья при
установленном технологическом режиме, но после
особенно тщательной санитарно-гигиенической
обработки оборудования и рук рабочих. По
обсеменению мороженое резко отличалось от
обычного: его микрофлора по существу
представляла микрофлору пастеризованной смеси.
Результаты исследования опытных партий
свидетельствуют о том, что качество
мороженого можно значительно улучшить, с одной
стороны, более тщательными мойкой и
дезинфекцией оборудования и рук рабочих (крите-
Профессия
Аппаратчица
Завертчицы брикетов
Завертчицы рожков . .
Завертчицы пирожных
; Укладчица вафель . . .
Укладчица коробок . .
Оклей щица коробок . .
Подавальщица гильз . .
Подавальщица лотков .
Подсобная рабочая . .
Примечание. I — в пр
Общее
количество
бактерий в 1 м л
смывной воды
I |.И
20
(>300
!»?
f П
>300
1 30
Г 14
200
180
1 50
>300
20
>300
150
>300
>300
оцессе
1
3
1
2
4
2
1
работы;
Е. coli
¦ | п
0 | 1:10 | 0
II-
после
мойк
1:10
н и де:
Табл ица
3
Энтерококки
I
0 |1:10
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
мнфс
+
+
+
+
+
+
+
+
+
:кции
1:100
l + l + l + l l + l l + l I I I I
1:1000
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
II |
0 |l:10|
—
—
36

Таблица 4
ЛИТЕРАТУРА
Наименование
Пломбир сливочный в
гильзах
Пломбир крем-брюле в
гильзах
Общее
количество
бактерий
в 1 мл
/200
100
\ 100
100
Uoo
[200
1 100
100
100
Титр
Е. coll
>3,0
>з,о
>з,о
>3,0
>з,о
>з,о
>з,о
>з,о
>3,0
Знтеро-
кокковый
титр
1 ллл лл л
осососо сосоосоо
1 соооо оосоосо |
рий оценки чистоты — энтерококковый
показатель) и, с другой стороны, сокращением
продолжительности интервалов между
санитарной обработкой. При этом смесь должна
поступать на линии непрерывно в течение всей
смены, так как при прекращении подачи
температура остающейся на оборудовании смеси
повышается, что создает благоприятные
условия для развития и накопления
микроорганизмов.
1. А х м е д ж а н о в Ю. А. Энтерококк как показатель
фекального загрязнения рук. Кандидатская
диссертация. Ташкент, 1949.
2. Ахмеджанов Ю. А. Санитарно-бактериологиче-
ское значение энтерококков (Str. faecalis). В сб.
научных трудов Ташкентского мед. ин-та. Ташкент,
1957.
3. Методы санитарно-бактериологических исследований
внешней среды. Под редакцией проф. Г. П.
Калины. М., «Медицина», 1966.
4. Morris W., W e a t e r R. H., Streptococci as indices
of pollution in well waters. «Applied Microbiol.», 1954,
No. 2.
5. Ostrolenk M., Kramer N., Cleverdon R. C,
Comparative studies of enterococci and Escherichia
coli as indices of pollution. «J. Bacteriol.». 1947,
No. 53.
6. Методика санитарно-бактериологического контроля на
предприятиях общественного питания и торговли
пищевыми продуктами. Утверждена ГСИ СССР
21/IV 1956 г.
7. Основные указания по использованию метода
бактериологического исследования смывов с поверхности
инвентаря, оборудования и рук персонала на
пищевых предприятиях. Утверждены МЗ РСФСР
3/XI 1954 г.
8. Дербинова Э. С. Избирательная питательная
среда (ЖСДЭ) для выделения и количественного
учета энтерококков в молочных продуктах.
«Молочная промышленность», 1969, № 4.
К СВЕДЕНИЮ АВТОРОВ!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для всех
остальных — 7 стр. машинописного текста, число рисунков не должно быть более
пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных букв и с
обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим карандашом
—латинского алфавита.
4. В списке литературы приводятся: фамилия и инициалы автора, название книги,
статьи, реферата, диссертации, а также место издания, название издательства, год
издания (или название журнала, год выпуска, номер). Ссылки на литературу необходимо
давать в тексте по порядку номеров.
5. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и схемы
выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам черчения и с
соблюдением ГОСТов. Представляемые светокопии должны быть ясными. Допустимый
наибольший размер чертежа 203X288 мм.
Подрисуночные подписи печатаются на отдельной странице.
6. Одновременно со статьей необходимо представлять реферат. В нем кратко
излагается содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее
результаты. Объем реферата не должен превышать 3Д страницы машинописного
текста, отпечатанного через два интервала.
7. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Редакция
журнала «Холодильная техника».
37

Мембранный вентиль с электромагнитным приводом
Мембранный нормально-открытый вентиль
с электромагнитным приводом (рис. 1)
применяется для автоматизации
низкотемпературных холодильных установок и монтируется на
байпасной линии между всасывающим и
нагнетательным трубопроводами компрессора.
Вентиль открывается при остановке
холодильной машины для перепуска газообразного
фреона-13 в расширительную емкость, при
этом температура фреона не должна быть
ниже —30°С.
Мембрана вентиля, служащая
одновременно клапаном, выполнена из резины. В нее за-
формовано седло вспомогательного клапана,
который имеет вид цилиндрического штока с
завулканизированным в нижнем торце резино-
621.57.042
вым уплотнением. Регулировочное отверстие
находится непосредственно в мембране.
Вентиль включает в себя исполнительное
устройство и электромагнитный привод.
Исполнительное устройство состоит из
корпуса 1, пружины 2 основного клапана,
направляющей 3 узла основного клапана с
мембраной и седлом 4 вспомогательного клапана,
затвора 5 вспомогательного клапана с
возвратной пружиной 6.
В электромагнитный привод входит
электромагнит, ручной дублер и встроенный
выпрямитель.
Электромагнит состоит из сердечника 7,
стопа 8, разделительной трубки 9 из немагнитной
нержавеющей стали, к нижнему торцу которой
Рис. 1. Вентиль мембранный нормально-открытый с электромагнитным приводом.
38

приварен корпус электромагнита 1G, и
катушки //. Катушка защищена от воздействия
внешней среды ре'зиновыми кольцами 12, 13 и
14. Предотвращение возможных перемещений
катушки вдоль разделительной трубки
достигается с помощью плоской пружины 15 и
шайбы 16.
Ручной дублер расположен в верхней части
электромагнитного привода, поскольку
вентиль нормально-открытого типа. Ручной
дублер состоит из винта 17 и сальника 18,
которым служит резиновое кольцо.
Встроенный выпрямитель состоит из
коробки, стойки с клеммами, четырех кремниевых
диодов типа Д205 и сальникового ввода.
Электромагнитный привод рассчитан на
питание от сети переменного тока частотой 50 гц,
напряжением 220 и 380 в через встроенный
выпрямитель, что обеспечивает бесшумность
работы привода.
Выпрямление осуществляется по однополу-
периодной электрической схеме с
шунтированием катушки привода двумя диодами
(рис.2).
0—
-MW-
-580в
т
Рис. 2. Электрическая
схема однополупериодно-
го выпрямителя.
Техническая характеристика вентиля
Диаметр условного прохода Dy, мм ... 10
Рабочее вещество ... •
Газообразный
фреон-13
Давление фреона /?р, kzcjcm2 0—25
Температура, °С
фреона —30 —+60
окружающей среды —40 -=- +50
Перепад давлений на закрытом клапане,
обеспечивающий открытие вентиля,
kzcjcm? 0,05—17
Коэффициент гидравлического
сопротивления (по воде) . . 10
Напряжение питания переменного тока, в 220 и 380
Допустимое колебание напряжения
питания, о/о ±10
Потребляемая мощность, вт 10,5—14
Вес, кг 3,7
Вентиль работает следующим образом. При
обесточенном электромагните и отсутствии
давления на входе вентиля пружина 6
удерживает вспомогательный клапан и сердечник 7 в
верхнем положении. Проход в седле
вспомогательного клапана и проход в вентиле
открыты. Запорное устройство поддерживается в
верхнем положении (над седлом) пружиной 2.
После подачи давления во входной патрубок
вентиль сохраняет исходное положение. При
подаче напряжения на обмотку
электромагнита сердечник 7 движется вниз, притягиваясь к
стопу 8, и опускает вспомогательный клапан 5,
в результате чего перекрывается проход в
седле клапана. Давление в полостях над и под
мембраной уравнивается, сердечник
продолжает перемещаться вниз, а основной клапан
закрывается.
Герметичность уплотнения основного
клапана обеспечивается за счет усилий
электромагнита и давления фреона.
После снятия напряжения с обмотки
электромагнита вспомогательный клапан вместе с
седлом под действием пружины 6
перемещается вверх. Проход в седле вспомогательного
клапана открывается и давление в надмем-
бранной полости быстро падает, поскольку
площадь сечения отверстия в мембране
меньше площади сечения отверстия в седле
вспомогательного клапана. Под действием силы,
равной произведению разности давлений в
полостях над и под мембраной на эффективную
площадь мембраны минус площадь
уплотнения основного клапана, основной клапан
поднимается.
При малых значениях перепада давления
этого усилия может оказаться недостаточно,
однако надежное удержание основного
клапана в верхнем положении обеспечивается
пружиной 2. Эта же пружина исключает
возможность самопроизвольного закрытия вентиля в
случае пульсации давления фреона.
Присоединение вентиля к трубопроводу шту-
церно-торцевое по ГОСТ 5890—56.
Установочное положение вентиля на
трубопроводе горизонтальное, приводом вверх.
Опытные образцы вентиля, изготовленные по
чертежам ЦКБА, прошли стендовые
испытания во ВНИИхолодмаше в составе
холодильной машины.
Серийный выпуск вентилей намечен на
Пензенском арматурном заводе.
Применение описанных вентилей позволит
уменьшить потребление электроэнергии по
сравнению с используемыми в настоящее
время вентилями типа СВМ и разработать ряд
новых схем автоматизации холодильных
машин.
В. Л. ТУРЕЦКИЙ — ВНИИхолодмаш,
С. X. ЩУЧИНСКИЙ — ЦКБ арматуростроения
39

Эксплуатация распределительного
.-_-_—__* в Новосибирске—
холодильника
621.563
В октябре 1967 г. в эксплуатацию вступила
II очередь Новосибирского
распределительного холодильника, построенная по проекту
института «Гипрохолод». Общая условная ем*
кость камер хранения с учетом I очереди
строительства составляет 34610 т.
Характеристика главного корпуса холодильника
I очередь II очередь
Длина, я • • . .
Ширина, м
Количество этажей
Строительная высота этажа, м .
Строительная высота подвала, м
Емкость, m
69
51
5
4,2
4,4
16810
69,75
52
5
4.8
4,2
17800
в том числе:
камер хранения мороженых
грузов
камер хранения охлажденных
грузов
камер универсальных ....
Производительность
морозильных камер, т/сутки
13190 13440
3620 2900
— 1460
120
67
На территории холодильника, кроме
главного корпуса (рис. 1), находятся два ледяных
склада системы Крылова с машинным
охлаждением, общей емкостью L600 т, ремонтно-
механический цех, электроцех с зарядной
станцией и профилакторием для аккумулятор-
иод щ
О О]
о о
ПшШ БП°
69000
/)
Рис. 1. Планы первого (а) и второго (б) этажей главного корпуса распределительного
холодильника:
/ — машинное отделение; 2 — трансформаторная подстанция; 3 — помещение КИПиА;
4 — бытовые и служебные помещения; 5 — камеры морозильные; 6 — камеры
накопительные — разгрузочные; 7—камеры хранения охлажденных грузов; 8 — камеры эк*
педиционные; 9 — камера хранения охлажденного мяса; 10 — камеры универсальные;
// — камеры хранения мороженых грузов; 12 — железнодорожная платформа; 13 —
автомобильная платформа; 14 — соединительная платформа.

ных механизмов, котельная, капельная
градирня, автовесовая, заводоуправление со
столовой и медпунктом и пр.
Холодильник имеет железнодорожную и
автомобильную, а также соединительную
платформы (см. рис. 1). Транспортная связь
между старым и новым зданием отсутствует.
В корпусе II очереди грузовые лифты
грузоподъемностью по 3 т (изготовлены в ВНР)
размещены со стороны автомобильной и
железнодорожной платформ (по три лифта). При
разгрузке и загрузке камер верхних этажей,
имеющих выход только на одну сторону
(автомобильную или железнодорожную
платформу), возникает необходимость
транспортировать грузы через коридор первого этажа.
Отсутствие связи между вестибюлями верхних
этажей затрудняет обслуживание
оборудования машинных отделений лифтов и
холодильного оборудования камер.
Схема грузопотоков значительно лучше
решена в I очереди холодильника. В центре
корпуса находятся пять лифтов
грузоподъемностью 3 т каждый (изготовлены в ГДР),
связывающих вестибюли этажей (имеются также
две лестничные клетки). Расположение лифтов
в центре здания удобно для эксплуатации
камер хранения верхних этажей и обслуживания
общего машинного отделения лифтов.
Однако летом во время погрузочно-разгру-
зочных работ на первом этаже старой части
здания наружные двери остаются открытыми, и
несмотря на наличие воздушных завес у
входов, внутрь здания проникает теплый воздух,
в результате на поверхности стен и потолков
образуется конденсат, который увлажняет
изоляцию в коридорах и вестибюлях.
Во всех камерах хранения мороженых грузов
смонтированы оребренные однорядные
пристенные и двухрядные потолочные батареи. В
универсальных камерах предусмотрено
смешанное батарейно-воздушное (при хранении
охлажденных грузов) и батарейное (при
хранении мороженых грузов) охлаждение; в
камерах подвала — только воздушное
охлаждение. Воздух в камерах с воздушным
охлаждением распределяется через щелевые сопла
воздуховодов, изготовленных из оцинкованной
стали.
При строительстве II очереди машинное
отделение холодильника было расширено с
учетом монтажа холодильного оборудования
не только для нового корпуса, но и для
фабрики мороженого, строительство которой
начато в июле 1968 г. Здесь установлено
оборудование, поставленное польской фирмой «Це-
коп», и отечественное — завода
«Компрессор». Смонтированы 12 одноступенчатых
вертикальных прямоточных компрессоров: шесть
трехцилиндровых типа S3 X 225 и шесть
двухцилиндровых типа S2X175. Холодопроизводи-
тельность компрессора S3X225 — 225 тыс.
ст. ккал/ч при 365 об/мин, компрессора
S2X175 — 75 тыс. ст. ккал/ч при 420 об/мин.
Компрессоры скомпонованы в шесть
двухступенчатых агрегатов (S3X225 — ступень
низкого давления, S2X175 — ступень высокого
давления). Кроме указанных, в цехе
смонтированы три двухступенчатых агрегата
АДС-200, два одноступенчатых
четырехцилиндровых компрессора АУ-200/1 и два
одноступенчатых четырехцилиндровых компрессора
АУ-200/3, а также шесть отделителей
жидкости, девять промежуточных сосудов,
регулирующая и манометрическая станции.
В аппаратном отделении находятся шесть
циркуляционных и три дренажных ресивера,
два маслоотделителя с маслосборниками,
переохладитель жидкого аммиака, девять
аммиачных насосов, маслонасосная установка.
Значительно расширена капельная градирня.
В конденсаторном отделении смонтированы
оросительные конденсаторы общей
поверхностью 720 ж2, пять аммиачных линейных
ресиверов (по 3,5 ж3), два маслоотделителя и два
маслосборника.
Холодильная установка работает на три
температуры кипения аммиака: —40°С для
морозильных камер; —26ч-—28°С для камер
хранения мороженых грузов и —12°С для
камер хранения охлажденных грузов.
Жидкий аммиак подается в приборы
охлаждения шестью аммиачными насосами ЗЦ-4 из
шести раздельных циркуляционных
ресиверов.
В I очереди холодильника применено
каскадное, а во II — параллельное
распределение жидкости при помощи регулирующих или
запорных вентилей поэтажных коллекторов.
В начале сезона, после соответствующей
регулировки, эти вентили фиксируются в
определенном положении. При
автоматизированной работе подачей управляют соленоидные
вентили, при ручной регулировке пользуются
общими запорными вентилями жидкостных
коллекторов. Как показал опыт эксплуатации,
более удобное и надежное регулирование
подачи аммиака осуществлено в корпусе II
очереди.
Значительное расширение пропускной
способности морозилок мясокомбинатов
Новосибирской области привело к тому, что
морозильные камеры холодильника мало
используются по назначению: только в летний
период (около четырех месяцев) в них
замораживают в основном масло, поступающее в ох-
41

лажденном состоянии с молочных заводов
области. В остальное время они работают как
камеры хранения.
Средняя температура значительной части
мороженых грузов, поступающих на
холодильник летом, несколько выше температуры
камер хранения. Чтобы избежать лишних
трудоемких грузовых операций, большую часть
грузов домораживают непосредственно в
камерах хранения. Для этого поддерживают
более низкую температуру кипения
холодильного агента (—30-^—32°С) путем включения в
работу дополнительных холодильных машин,
создающих требуемое увеличение перепада
между температурами кипения холодильного
агента и воздуха камер. Этот перепад в
корпусе II очереди составляет 8—10, а в
корпусе I очереди 10—14°С. Больший перепад в
камерах последнего объясняется недостатком
поверхности охлаждающих батарей @,57—
0,8 м2/м2 пола при 0,85—1,1 м2/м2 в корпусе
II очереди).
Количество одновременно работающих
компрессоров определяется в зависимости от
общего теплового баланса холодильника. В
период пиковых нагрузок работает около 70%
компрессоров от общего количества машин
компрессорного цеха.
Установка на всех парожидкостных
магистральных трубопроводах разделительных
сосудов, разгружающих отделители жидкости
от поступающей из батарей неиспарившейся
циркулирующей жидкости, устранила
влажный ход- компрессоров, что дало возможность
автоматизировать работу холодильных машин.
Схема управления компрессорами фирмы
«Цекоп» предусматривает два режима:
полуавтоматический (пуск и остановка
электродвигателей компрессоров с фазовым ротором
осуществляется с пульта управления) и
ручной; агрегатами двухступенчатого сжатия
АДС-200 и одноступенчатыми компрессорами
АУ-200 — три режима: автоматический,
полуавтоматический и ручной. Управляют работой
компрессоров и другого холодильного
оборудования с индивидуальных пультов ПУМ-100
и ПУМ-200, расположенных вблизи от
компрессоров и командно-сигнального щита
(КСЩ), на котором смонтированы
технологическая и аварийная (звуковая и световая)
сигнализации.
КСЩ находится в помещении КИПиА. Здесь
же смонтированы щит для дистанционного
управления работой водяных насосов,
вентиляционных систем, аммиачных насосов и
вентиляторов воздухоохладителей универсальных
морозильных камер и камер хранения
охлажденных грузов, а также две электронные
машины «Амур» для измерения и
автоматического регулирования температур в камерах
холодильника.
В запроектированную схему звуковой
сигнализации были внесены изменения,
вызванные тем, что, приняв один аварийный сигнал,
она не принимала последующих сигналов до
тех пор, пока не устранялась первая авария.
Схема аварийной звуковой сигнализации,
внедренная на холодильнике, представлена на
рис. 2.
При нормальной работе компрессора
катушка реле 1-РА, расположенная в ПУМе,
находится под напряжением и его нормально
закрытые контакты, входящие в схему
звуковой сигнализации, разомкнуты. При аварии и
остановке компрессора реле 1-РА
обесточивается и через его н. з. контакты напряжение
подается на конденсатор. Во время зарядки
конденсатор пропускает импульс на катушку
реле приема аварий РСГ, который своим
нормально открытым контактом включает реле
1-РС. Реле 1-РС самоблокируется и включает
сигнальную сирену СС. При нажатии кнопки
сброса сигнала КСС в цепи питания реле
1-РС происходит разрыв — схема готова к
приему следующего аварийного сигнала.
При наладке приборов автоматики в схему
аварийной сигнализации отделителей
жидкости и промежуточных сосудов была введена
схема проверки исправности нити накала
сигнальных ламп (рис. 3). Кнопку проверки ламп
КПЛ совместили с кнопкой проверки
звуковой сигнализации и дополнительно
установили два реле типа МКУ-48, имеющих 12 н. о.
контактов. При нажатии кнопки КПЛ
питание подается на катушки реле проверки ламп
РПЛ, н.о. контакты которых находятся в
цепи проверки аварийных ламп. Схема дает
901 ^2206 I
i и Г~| I
i CG I
i Г? ^—i
и*с рог Ш\
! * : !
I,., 4 Л ttCn I
I V ' . I
Рис. 2. Схема аварийной звуковой
сигнализации.
42

2-601
-2206
2-800
НПЛ
РПЛ-1
ТрЫ
~Тш
0-2ЛК
о-рсЩ
о-т
РПЛ-12
6-NM
о-зьлн
-в—
Рис. 3. Схема проверки нити накала
сигнальных ламп.
возможность периодически контролировать и
своевременно заменять (в случае
неисправности) сигнальные лампочки на щите
сигнализации, без которых невозможно, даже при
наличии звукового сигнала, быстро определить,
из-за переполнения какого сосуда произошла
остановка компрессорных агрегатов.
При эксплуатации венгерских грузовых
лифтов часто выходили из строя
микроприводы, состоящие из червячного привода и
кулачковой муфты сцепления (имеет ведомую и
ведущую полумуфты) с приводным устройством.
Ведущая полумуфта с пазом во втулке
перемещалась вдоль червячного вала по
направляющей шпонке, закрепленной в его
шпоночном пазу двумя винтами диаметром 6 мм. При
частых реверсивных переключениях
электродвигателя микропривода движение
полумуфты в осевом направлении прекращалось из-за
среза этих винтов и появления наклепа на
краях шпоночного паза.
По предложению работников
механического цеха шпоночное соединение полумуфты с
валом было заменено на зубчатое, шлицевое,
которое выдерживает большую нагрузку
благодаря увеличенной рабочей поверхности
контакта. Такое соединение, образуемое зубьями
червячного полого вала, входящими в пазы
втулки ведущей полумуфты, работает
безотказно.
Н. Д. МАМОНОВ — Новосибирский
распределительный холодильник
К 60-летию Сергея Григорьевича Чуклина
В сентябре 1969 г. исполнилось 60 лет со дня
рождения и 37 лет научно-технической, педагогической и
общественной деятельности крупного специалиста в
области холодильной техники, заведующего кафедрой
холодильных установок Одесского технологического
института пищевой и холодильной промышленности
доктора технических наук, профессора Сергея
Григорьевича Чуклина.
После окончания в 1931 г. судомеханического
факультета Одесского института инженеров водного
транспорта Сергей Григорьевич начал свою трудовую
деятельность в Хабаровске, в Управлении Амурского
речного транспорта. В 1932 г. он перешел на научную
работу в Украинский филиал ВНИХИ. В 1937 г.
успешно защитил кандидатскую диссертацию.
С. Г. Чуклин участвовал в Великой Отечественной
войне.
С 1946 по 1949 г. работал старшим научным
сотрудником ВНИХИ, а с 1949 г. ведет
научно-педагогическую работу в ОТИПХП.
В 1956 г. защитил диссертацию на соискание ученой
степени доктора технических наук и получил звание
профессора.
Исследования С. Г. Чуклина охватывают большой
круг вопросов, связанных с разработкой охлаждающих
систем. Им выполнено и опубликовано более 60 работ.
Имя С. Г. Чуклина как педагога и научного
работника известно широкому кругу
специалистов-холодильщиков. Руководимая им кафедра подготовила двух
докторов, 22 кандидата технических наук, около 2500
инженеров-холодильщиков.
С. Г. Чуклин, член КПСС с 1939 г., ведет большую
общественную и партийную работу, входит в состав
экспертной комиссии ВАКа.
За заслуги перед Родиной Сергей Григорьевич
Чуклин награжден орденами Трудового Красного
Знамени, Красной Звезды и медалями.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» сердечно поздравляют Сергея
Григорьевича с юбилейной датой, желают ем/ хорошего
здоровья и новых успехов в научной и педагогической
деятельности.
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
В -связи «с уточнением некоторых пунктов «Правил техники безопасности
на фреоновых холодильных установках» публикация их откладывается на 1970
год.
43

Новые изобретения
Класс 17 g, 2 МПК F 25 j
№ 236493 A188395/23-26 от 4 октября 1967 г.)
М. А. Г е с к и ы
Способ регулирования работы испарителей-
конденсаторов
1. Способ регулирования работы
испарителей-конденсаторов путем организации циркуляции жидкости в
трубках конденсатора, отличающийся тем, что с целью
обеспечения необходимой циркуляции при любых
режимах работы аппарата не испарившуюся в трубках
жидкость выводят из конденсатора и разделяют на два
потока, из которых первый возвращают на циркуляцию,
смешивая с входящей свежей жидкостью, а второй
отводят в последующий по ходу аппарата.
2. Способ по п. 1, отличающийся тем, что с целью
контроля за количеством циркулирующей жидкости при
уменьшении кратности циркуляции ниже расчетной па
циркуляцию возвращают всю неиспарившуюся жидкость.
Класс 17 а, 4/01 МПК F 25 b
№ 242185 A205601/24-6 от 21 декабря 1967 г.)
Л. Я. Климов, Н. Я. Обухов, П. К. Власов,
И. Г. Гусят пиков а, В. Г. Ферапонтов и
М. Т. Лавров
Компрессионная холодильная установка
Классы 17 а, 20; 17 а, 1/03 МПК F 25 b; F 25 b
№ 239977 G75911/24-6 от 27 апреля 1962 г.)
Л. М. Розенфе л ь д, В. В. Архангельский и
И. Л. Герловин
Устройство для регулирования производительности
паровой холодильной машины
Устройство для регулирования производительности
паровой холодильной машины, содержащей испаритель,
компрессор, конденсатор и регулирующий вентиль,
отличающееся тем, что с целью увеличения
производительности машины и сокращения необратимых потерь
охладитель выполнен из полупроводниковых
термоэлементов и размещен между конденсатором и регулирующим
вентилем. .
Классы 17 с, 4/07; 42 g, 2/02 МПК F 25 d; G 05 d
№ 241463 A198113/28-13 от 20 ноября 1967 г.)
Авторы изобретения Л. Н. С т р о н с к и й, А. А. С о-
ломко и Г. С. 3 ы к о в
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский
институт по электробытовым машинам и приборам
Терморегулятор к холодильным камерам
1. Терморегулятор к холодильным камерам,
состоящий из узла питания, усилителя с измерительным
мостом и датчика температуры с задатчиком,
отличающийся тем, что с целью обеспечения стабильности
поддержания заданной температуры воздуха в холодильной
камере при любых эксплуатационных условиях и
автоматического управления процессом оттайки испарителя
он снабжен датчиком оттайки, чувствительный
элемент которого расположен на испарителе, а
чувствительный элемент датчика температуры расположен
непосредственно в холодильной камере, при этом оба
чувствительных элемента подключены к измерительному
мосту через контакты реле, срабатывающего в
зависимости от режима работы.
2. Терморегулятор по п. 1, отличающийся тем, что с
целью обеспечения высокой чувствительности
терморегулятора и четкости его срабатывания в момент
запуска компрессора в цепь дополнительного входа
усилителя подключен конденсатор параллельно
сопротивлению в этой же цепи.
Компрессионная холодильная установка с
регулируемой холодопроизводительностью по температуре
охлаждаемой среды, снабженная обводным трубопроводом для
байпасирования холодильного агента из нагнетательной
линии компрессора во всасывающую с установленным
на ней регулирующим клапаном, связанным с датчиком
температуры охлаждаемой среды, отличающаяся тем,
что с целью уменьшения габаритов, упрощения
конструкции и повышения точности регулирования на
обводном трубопроводе последовательно по ходу агента
высокого давления установлены эжектор, камера
смещения которого сообщена с линией жидкого
холодильного агента низкого давления, имеющей регулирующий
вентиль, срабатывающий от датчика температуры
охлаждаемой среды, и сепаратор, подключенный но пару
к всасывающей стороне компрессора, а по жидкости —
к камере смешения эжектора.
Классы 17 а, 13/03; 17 а, 4/01 МПК F 25 b; F 25 b
№ 244346 A213452/24-6 от 31 января 1968 г.)
Авторы изобретения А. И. Степанов, О.
В.Муратов и Э. М. Давид
Заявитель Специальное конструкторское бюро
холодильного машиностроения
Устройство для автоматического регулирования
давления конденсации
Устройство для автоматического регулирования
давления конденсации в холодильной машине с
испарителем, содержащее установленный в паровом коллекторе
конденсатора золотник, кинематически связанный с
подвижным уплотнительным элементом, разделяющим
коллектор на две полости, и силовую пружину,
отличающееся тем, что с целью упрощения конструкции и
повышения надежности отделенная от конденсатора
полость коллектора соединена с испарителем.
44

Класс 17 b, 6/07 МПК F 25 с
№ 242186 A191547/28-13 от 19 октября 1967 г.)
Д. Г. Смирнов и Ю. М. Соколов
Установка для производства мороженого в стаканчиках
Установка для производства мороженого в
стаканчиках, например вафельных, состоящая из фризера,
дозатора смеси мороженого, механизма наложения
бумажной крышки на стаканчик со смесью мороженого,
включающего вакуум-присос, магазин с крышками и насос,
связанный с вакуум-присосом, конвейера с носителями
стаканчиков, морозильной камеры и рычажно-кулачко-
вого привода с электромотором, отличающаяся тем, что
с целью наибольшей компактности установки,
повышения ее надежности и производительности, а также
упрощения конструкции установки дозатор смеси
мороженого и механизм наложения бумажных крышек на
стаканчики со смесью мороженого выполнены
многорядными, например восьмирядными, и смонтированы над
конвейером, на общих направляющих с возможностью
перемещения синхронно с конвейером в процессе
наполнения стаканчиков мороженым и при наложении
крышки на стаканчик со смесью мороженого; дозатор смеси
мороженого представляет собой открытый бункер с
установленным в нижней его части золотником в виде
горизонтально расположенного вращающегося цилиндра
с рядом отверстий, перпендикулярных его оси, и
соответственно расположенными насадками для выдачи
порции смеси мороженого в стаканчики, при этом в
бункере дозатора соосно насадкам вертикально установлены
поршни со штоками и грузами, причем штоки связаны
между собой горизонтальной рейкой, имеющей
возможность возвратно-поступательного перемещения в
вертикальной плоскости от рычагов привода.
Класс 17 а, 21 МПК F 25 Ъ
№ 244347 A229571/24-6 от 30 марта 1968 г.)
О. П. Л ит в и но в
Способ работы теплонасосной холодильной
установки
Способ работы теплонасосной холодильной
установки, оборудованной компрессором для сжатия паров
хладагента, теплообменниками, работающими
попеременно в качестве испарителя и конденсатора в режимах
нагрева и охлаждения и переключаемыми с помощью
реверсивного клапана, дроссельным устройством и
ресивером, отличающийся тем, что с целью повышения
экономичности заполняют ресивер в режиме
охлаждения жидким хладагентом после конденсатора, а в
режиме нагрева вытесняют хладагент сдросселированной
парожидкостной смесью после конденсатора,
подаваемой в ресивер сверху, с тем, чтобы увеличить
количество циркулирующего в установке хладагента.
Класс 17 Ь, 1 МПК F 25 с
№ 245151 A177026/28-13 от 1 августа 1967 г.)
Авторы изобретения И. М. Г у с ь к о в и Ю. Н.
Бакаев
Заявитель Государственный всесоюзный
проектный институт по проектированию механизации
производства «Гипростроймеханизация»
Устройство для намораживания льда
1. Устройство для намораживания льда, содержащее
укрепленные на ферме передвижной портальной
установки водоводы с форсунками, отличающееся тем, что с
целью возможности использования его для укрытия
намороженного льда теплоизоляционным материалом и
снятия последнего в случае необходимости оно
снабжено поворотным ковшом, шарнирно соединенным с
телескопическим поворотным вокруг своей оси штоком,
верхний конец которого укреплен на подвижной по порталу
тележке.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что с
целью предохранения льда от таяния в перерывах по
снабжению на портале установлены барабаны для
подъема и опускания теплоизоляционных защитных штор,
связанных с ними посредством тросо-блочной системы.
Классы 27 Ь, 15/02; 17 f, 6/02 МПК F 04 b; F 28 d
№ 243769 A130293/24-6 от 30 января 1967 г.)
Авторы изобретения Н. С. Самойлов и М. М.
Кузнецов
Заявитель Ленинградская военная инженерная
Краснознаменная академия им. А. Ф. Можайского.
Установка для осушки сжатого воздуха
Установка для осушки сжатого воздуха, содержащая
регенеративный теплообменник для предварительного
охлаждения воздуха и одновременного выделения
капельной влаги и охладитель-вымораживатель,
окончательной осушки воздуха, отличающаяся тем, что с
целью упрощения конструкции и повышения
эксплуатационной надежности охладитель-вымораживатель
выполнен в виде термоэлектрического холодильника.
Класс 17 а, 8/01 МПК F 25 b
№ 245809 A229931/24-6 от 1 апреля 1968 г.)
Автор изобретения Р. Л. Данилов
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
Абсорбционная холодильная установка
Абсорбционная холодильная установка, содержащая
генератор крепкого раствора, дефлегматор для его
ректификации, абсорбер и теплообменник, включенный в
линию связи абсорбера с генератором для подогрева
крепкого раствора слабым раствором, отличающийся тем,
что с целью повышения экономичности теплообменник
встроен в дефлегматор для дополнительного подогрева
крепкого раствора теплотой, выделяющейся при
ректификации.
45

В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ
= СТРАНАХ ==
Проектирование насосных холодильных установок
Инж. К. ГУТКОВСКИЙ — Польская Народная Республика
621.565.59.001.2
В холодильных установках средней и большой холо-
допроизводительности раньше применяли
преимущественно гладкотрубные испарители (охлаждающие батареи).
Интенсивность теплоотдачи со стороны холодильного
агента в этих аппаратах практически не имеет
значения, так как решающую роль играет термическое
сопротивление со стороны воздуха.
Положение изменилось с появлением ребристых
охлаждающих батарей с развитой внешней поверхностью.
Эти аппараты имеют значительно меньшие размеры и
вес, особенно при принудительном движении воздуха,
поэтому они быстро получили широкое распространение.
Но с их появлением возник ряд сложных технических
проблем.
Батареи с развитой внешней поверхностью имеют
следующие основные особенности:
большие тепловые нагрузки на единицу длины
батареи qi ккал/\(м-ч), часто превосходящие нагрузки
охладителей жидкости;
сильная зависимость тепловых характеристик
батарей от коэффициента теплоотдачи а0 со стороны
холодильного агента;
сильная зависимость величины а0 от весовой
скорости холодильного агента, диаметра и длины труб
испарителя.
Для повышения коэффициента теплоотдачи а0 нужно
увеличивать кратность циркуляции, т. е. отношение
количества холодильного агента, поступающего в батарею
G.:% к количеству, испаряющемуся в ней Gv,
Однако это невозможно в системах с терморегули-
рующим вентилем, где GC = GV.
Применение испарителей с постоянным уровнем
жидкости приводит к удовлетворительным результатам лишь
в установках относительно малых размеров, в
противном случае необходимость применения отделителей
жидкости, дренажных ресиверов, сложных коммуникаций и
схем автоматизации делает эти схемы
нерациональными.
Наилучшие результаты дает применение насосных
схем [1—5].
Насосные установки можно разделить на две
основные группы: с верхней (рис. 1,а) и нижней (рис. 1,6)
подачей жидкости. В установку входят следующие
основные элементы: охлаждающие батареи,
циркуляционный ресивер, насос, всасывающий и нагнетательный
трубопроводы насоса, перепускной клапан,
ограничители расхода, сливной трубопровод. Кроме того, в схему
включены фильтры. Жидкость, сливающаяся из батареи
Рис. 1. Схемы насосных установок с
верхней (а) и нижней (б) подачей
жидкости в батареи:
1 — циркуляционный ресивер; 2 —
сливной трубопровод; 3 —
поплавковый вентиль высокого давления; 4—
змеевиковый испаритель
(охлаждающая батарея); 5 — ограничители
расхода; 6 — перепускной клапан;
7 — нагнетательный трубопровод
насоса; 8 — жидкостный фильтр; 9 —
насос; 10 — всасывающий
трубопровод насоса.
во время оттаивания горячим паром, через
поплавковый вентиль высокого давления или регулирующий
вентиль поступает по сливному трубопроводу в
циркуляционный ресивер.
46

Каждый сборник жидкости соединен с группой
батарей, оттаиваемых одновременно.
Циркуляционный ресивер — это емкость, служащая
для компенсации изменения объема жидкости в
батареях при колебаниях тепловой нагрузки. Вместе с тем в
ресиверах происходит отделение жидкости, уходящей из
батарей, от пара, поступающего в компрессор.
Емкость ресивера выбирается в зависимости от
тепловой нагрузки на единицу длины батарей ц\ ккалЦм • ч)
При малых тепловых нагрузках жидкость находится
в батареях, при больших — переходит в ресивер. В
последнем случае следует опасаться переполнения
ресивера и гидравлического удара в компрессоре.
Рекомендуется [1] рассчитывать ресивер на 25—40%
емкости батарей с верхней подачей жидкости и на 65—-
80% емкости батарей с нижней подачей. В обоих
случаях следует добавить также 20% емкости сливных
трубопроводов. При расположении батарей ниже ресивера
емкость последнего рассчитывают на 25—35% емкости
батарей.
При расчете емкости ресивера необходимо учесть
также режимы работы при отсутствии тепловой нагрузки,
например, выключенном (вентиляторе.
Расчетную емкость для сбора жидкости следует
увеличить на 10%, учитывая возможность ее вспенивания
при пуске iy-становки.
Отношение емкости паровой части ресивера к
жидкостной должно быть не меньше 1 : 1 у горизонтальных
и 2: 1 у вертикальных ресиверов. Сечение паровой
части вертикального ресивера должно соответствовать
скорости пара при максимальной тепловой нагрузке не
более 0,6—1 м/сек. Здесь меньшая величина относится к
более высоким температурам кипения; при г0=-ч10°С
допускается скорость не более 0,4 м/сек.
В случае горизонтального ресивера указанные
значения можно увеличить в отношении — (Рис- 2, а).
Рис. 2. Элементы насосной установки:
а — циркуляционный ресивер; б — ограничители
расхода.
Хотя эти ресиверы обеспечивают лучшее отделение
жидкости от пара, однако в целях безопасности работы
установки желательно избегать максимальных
скоростей. Входные патрубки 1 и 2 (см. рис. 2, а) должны
быть расположены с одной стороны ресивера, а
паровой патрубок 3 — с другой его стороны. С той стороны,
где жидкость находится в более спокойном состоянии,
располагают присоединительные патрубки регулятора
уровня 4 и всасывающий трубопровод насоса 5. Масло
опускают из нижней точки 6 сборника жидкости.
Если ресивер должен иметь два входных патрубка
по концам и выходной посередине, то сборник
жидкости также располагают по середине ресивера. В любом
случае величина L должна быть максимально
возможной.
Установка сухопарника на дренажном ресивере
может быть полезна только тогда, когда по каким-либо
причинам скорость пара близка к максимальной либо
уровень жидкости слишком высок. При правильно
сконструированном ресивере (в соответствии с
приведенными выше рекомендациями) сухопарник не нужен.
Всасывающий трубопровод насоса должен
соединяться с ресивером на высоте на 0,3—0,6 м ниже
минимального уровня жидкости [3].
Во избежание кавитации скорость жидкости в
трубопроводе не должна превышать 0,8—0,9 м/сек. Следует
избегать местных сопротивлений — поворотов,
вентилей и т. п.
При необходимости установки запорных вентилей
рекомендуется применять угловые вентили с малым
гидравлическим сопротивлением. Каждый насос,
соединенный с ресиверам, должен иметь индивидуальный
всасывающий трубопровод.
Насос для холодильного агента выбирается в
зависимости от напора и расхода, необходимых для данной
системы. Между нагнетательным трубопроводом насоса
и сливным трубопроводом, ведущим в циркуляционный
ресивер, следует устанавливать перепускной клапан,
предохраняющий систему от недопустимого повышения
давления в нагнетательной линии. По конструкции он
подобен предохранительному клапану
компрессора.
Нагнетательный трубопровод должен быть так
спроектирован и изолирован, чтобы к ограничителям расхода
поступала переохлажденная жидкость. Если возможно
перетекание жидкости из нагнетательного трубопровода
в ресивер после остановки насоса, следует
предусмотреть применение обратных клапанов либо
соответственно увеличить емкость ресивера.
Ограничители расхода устанавливают у входа в
батареи. Они служат для компенсации влияния колебаний
гидравлического сопротивления батарей, вызванных
изменением тепловой нагрузки. Если группа батарей
обслуживается одним насосом, падение теплопритоков к
одной или нескольким батареям вызывает
соответствующее снижение гидравлического сопротивления. Чтобы
обеспечить стабильность подачи жидкости при
возможных колебаниях тепловых нагрузок отдельных камер,
избыточное давление перед ограничителями расхода
должно быть не менее 1—1,5 кгс/см2.
Наряду с различными тепловыми нагрузками
отдельных испарителей возможны также значительные
изменения нагрузки отдельных змеевиков батареи,
вызывающие ухудшение ее работы. Поэтому ограничители
следует устанавливать не только у входа в батарею, но и
перед отдельными змеевиками. Падение избыточного
давления в ограничителях змеевиков должно
составлять 0,05—0,2 кгс/см2. Не рекомендуется устанавливать
только ограничители змеевиков в связи с тем, что
падение давления в ограничителях расхода батареи должно
быть значительно больше и их отсутствие может
вызвать затруднения в эксплуатации.
47

Площадь (м2) проходного отверстия
расхода определяется по формуле
V
ограничителя
F =
3600 • ср
/ Л/7 \0,5
где V — расход жидкости, м3/ч;
Ф — коэффициент расхода (от 0,61 до 0,63);
Ар — падение давления в ограничителе, кгс/м2;
у — удельный вес жидкости перед ограничителем,
кг/м3;
g — 9,81 м/сек2\
w — скорость жидкости перед ограничителем, м/сек.
В испарителях с нижней подачей жидкости уст алов-
ка ограничителей расхода не требуется.
Наиболее часто применяются ограничители,
показанные на рис. 2, б. Модификации 1 и 2 могут быть
установлены перед батареей и перед отдельными
змеевиками, ограничитель 3 (ручной запорный вентиль)—только
перед батареей. Применение ограничителей расхода
змеевиков усложняет монтаж батареи, так как требует
подвода горячего пара для оттаивания к каждому
змеевику. Этого можно избежать, используя ограничитель
расхода 4. В этом случае жидкость подается насосом по
внутренней, а горячий пар по наружной трубе.
Сливной трубопровод должен иметь достаточное
сечение для свободного стока жидкости из батареи.
Следует обратить особое внимание на
уменьшение гидравлического сопротивления этого
трубопровода, в частности, устранять повороты трубы во
избежание чрезмерного повышения давления и температуры
кипения в батареях. Необходимо учесть, что
гидравлическое сопротивление течению влажного пара намного
больше, чем сухого. Это имеет особенно большое
значение при низких температурах кипения, так как
небольшое повышение давления в этом случае приводит к
значительному росту температуры.
Диаметр трубопровода dm (м) определяют по
уравнению
dm = rf^Z0,21,
где dg — диаметр трубопровода, определенный для
случая течения сухого пара, м;
Z — отношение падений давления в случаях
протекания влажного и сухого пара
Z==l + A+2,56 • 10_22)lnB-
а = (я_1)Л • 10»;
1),
п — кратность циркуляции;
Для аммиака значения Л • 102 представлены на рис.3.
Змеевиковые ребристые батареи являются
единственным типом испарителей, применяемым в насосных
установках, и поэтому требуют подробного рассмотрения.
Они обычно состоят из одинаковых отрезков,
соединенных горизонтальными трубами. На одном конце
змеевика установлен ограничитель расхода жидкости, другой
соединен со сливным трубопроводом.
Чтобы циркуляция холодильного агента дала
требуемый эффект, конструкция охлаждающих батарей
должна обеспечить наиболее высокие коэффициенты
теплоотдачи при кипении холодильного агента в заданных
условиях.
Как было указано выше, ao=f(Gc).
Количество холодильного агента (кг/ч),
поступающего в змеевик,
Gc =
qiLn
4 W2
7
6
5
3
0 -10 -20 -30 t0,°C
Рис. 3. Зависимость Л от t0 для
аммиака.
П-
Gcr
где L — длина батареи, м;
г — удельная теплота парообразования, ккал'кг.
Минимальная длина змеевика (м)
dr/ \о,5
^min
18,3
т(-
Чь
где d — внутренний диаметр трубы, м;
г)' — динамическая вязкость жидкого холодильного
агента при температуре кипения, кг/(м*ч).
Величину L определяют при наиболее высокой
расчетной тепловой нагрузке qt.
Длина змеевиков не должна быть болыше, чем
1,1 Lmin во избежание сильного гидравлического
сопротивления батареи. При увеличении L так же, как и п,
растут Gc и do, но вместе с тем повышаются Ар и
средняя температура кипения, что снижает эффективность
испарителя, которую можно оценить с помощью
выражения
*Ч*:
7\
Ъ-То
Здесь Т{ — температура воздуха у входа в батарею, °К;
Tw — средняя температура стенки трубы
батареи, °К;
То — температура кипения, °К.
Очевидно, что Tj„ = max при Tw=m\n.
Для данной батареи три заданной тепловой
нагрузке и температуре кипения Tw=f(ri). По минимальному
значению этой функции находят оптимальную величину
кратности циркуляции nopt.
Автором предложен способ определения этой
величины, изложенный в его докладе на XII Конгрессе
Международного института холода [5], а также в работах
[6, 7].
Зная эту величину, вычисляем среднюю расчетную
разность температур
\Т = ] w
Л1 -
Тогда площадь поверхности батареи (м2)
Qv
F„
' *Г Д Т '
где Qv — общая тепловая нагрузка батареи, ккал/ч;
аг — средний коэффициент теплоотдачи от
ребристой трубы к охлаждаемому воздуху,
определяемый по известным формулам,
учитывающим эффективность ребра G].

Для иллюстрации предложенного способа расчета
приведем некоторые результаты вычислений,
выполненных с помощью электроннонвычислительной машины.
Т\л/°Н
№
гз9
238
Z37
236
Z35
гзь
^-
• <¦
4J,
\® .
100 _
iU
\
_^^^^^^
1
. /. »
'
/
5
5
8
9 п
Рис. 4. Зависимость средней
температуры стенки Tw от кратности
циркуляции «при температуре кипения
—40°С:
а — <7z='150 ккал/(м-ч); б —Ь—d—
= 0,016 м: в — L=27 м.
Как видно из рис. 4, а, 'наклон кривой Tw*=f(n)
больше всего зависит от диаметра трубопровода d. При
увеличении d значение п также возрастает, а величина Тю
падает, что приводит к повышению коэффициента
эффективности батареи t]v. При малом диаметре d величина
Tw быстро возрастает и кривая не имеет минимума.
Если длина змеевика меньше Lmin=f(tiopt), то
значит диаметр d нужно увеличить. В случаях, когда этого
сделать нельзя, не следует увеличивать L до Lmin, a
лучше работать с n>n0pt.
Как видно из рис. 4, б, удлинение змеевика приводит
к значительному росту Tw и, следовательно, к
падению T[v.
Поэтому длина змеевика, как правило, не должна
превышать Lmin. Если же это требуется по
конструктивным причинам, нужно увеличить диаметр d.
Вообще всегда лучше выбирать меньшую длину L и
большее значение п, чем наоборот.
Если после вычисления Tw окажется, что длина
батареи больше Lmin, но n0pt находится в допустимых
границах, то можно не уменьшать d, а достаточно
сократить L ДО Lmin.
Предельные значения кратности циркуляции равны
4-тпб. При п>6 недопустимо увеличиваю лея размеры
циркуляционного ресивера. Поэтому значение d не должно
превышать 0,025 м.
Тепловая нагр(узка существенно влияет на
характеристики батареи. При больших qt нужно выбирать
большие величины d (рис. 4, в). Если a=const, то
возрастание qi повышает также и эффективность
батареи r\v:
при a=const и T0=const
Та *wa ту
Uvb
Например,
И
Ть—Ъ
wb
П-т0
•* Ъ ¦* wb ~?\ * а * wa)t
а
qib=2qxd,
Тъ—TQ<2(Ta—^о) и, следовательно, r\vb>r[va
Расчеты показывают, что при повышении Т0 влияние
кратности циркуляции снижается. Для этих условий
можно принимать меньшие значения а, чем при более
низких значениях Т0.
Как видно из рис. 5, а, б, при малых значениях
qi величина Tw становится меньше, в то время как
n0pt повышается. При росте qi величина nopt падает,
но так как при постоянном расходе Gc в батарее с
ростом qi величина п снижается, то это означает, что
существует тенденция к самопроизвольному переходу к
оптимальному режиму при новых условиях работы. Так,
8 9 п
Рис. 5. ^Зависимость средней температуры
стенки Tw от кратности циркуляции п для
переменных нагрузок qt при температуре
кипения —30°С (d=0,016 мг L = 25 я).
49

насооно-циркуляционных схемах наиболее пригодны для
работы в установках с большими колебаниями тепловых
нагрузок.
ЛИТЕРАТУРА
1. Scotland W. В. «Mod. Refrig.», 1959, No. 11.
2. Lorentzen G. «Kaltetechnik», 1966, Nr. 3.
3. Lorentzen G. Доклад на XI Конгрессе МИХ,
1963.
4. Gutkowski К. Доклад на XI Конгрессе МИХ,
1963.
5. Gutkowski К. Доклад на XII Конгрессе МИХ,
1967.
6. Gutkowski К. Доклад на II Конгрессе по
холодильному машиностроению, г. Эгер, ВНР, 1968.
7. Gutkowski К. «Chlodnictwo», 1968, № 3.
8. Paliwoda A. «Chlodnictwo», 1966, № 2.
Подписывайтесь в 1970 г. на ежемесячный
научно-технический и производственный журнал
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА»
Журнал является единственным в СССР периодическим изданием по
вопросам производства искусственного холода и его применения в
пищевой, химической, нефтяной, металлургической, машиностроительной
и других отраслях промышленности, в предприятиях торговли и
общественного питания, сельском хозяйстве, на транспорте и в быту.
Большое внимание уделяется опыту работы передовых
предприятий, автоматизации и механизации производственных процессов,
проектированию, строительству и эксплуатации холодильников, экономике и
планированию холодильного хозяйства.
Даются консультации по эксплуатации холодильных машин и
установок, монтажу и ремонту холодильного оборудования, наладке приборов
автоматики, холодильной обработке и хранению продуктов.
Систематически помещаются справочные материалы о новых холодильных
машинах и аппаратах, приборах автоматики, типовых проектах холодильников
фабрик мороженого, заводов сухого льда.
Периодичность — 12 номеров в год. Объем номера — 4 печатных
листа F4 страницы].
Подписная цена: на 12 мес. — 6 руб., на 6 мес. — 3 руб. Цена
отдельного номера — 50 коп.
Журнал распространяется только по подписке. Подписка
принимается без ограничения в пунктах подписки «Союзпечать», на почтамтах, в
узлах и отделениях связи, а также общественными распространителями
печати на предприятиях, в учреждениях и учебных заведениях.
Не успевшие подписаться с начала года могут подписаться с любого
очередного номера журнала. Подписка принимается: начиная с № 2 —
до 25 декабря 1969 г., с № 3 — до 25 января 1970 г.
если qi батареи, работающей в оптимальных условиях,
станет вдвое больше, то для этих условий nopt должно
быть в два раза меньше.
При выборе батареи для какого-либо среднего
значения qt необходимо проверить, не может ли
встретиться случай L<Lmin=/(<7max), что недопустимо.
Выводы
Выбор оптимальной кратности циркуляции в насос-
но-циркуляционных схемах очень важен, особенно,
когда величина qi велика, а значения d, T0 и Т\—Т0 малы.
Способность к автооптимизации работы является
важным свойством змеевиковых батарей, работающих в
системах с принудительной циркуляцией холодильного
агента. Это свойстзо отличает их от других типов
испарителей.
Правильно спроектированные змеевиковые батареи в

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Аммиачные двухступенчатые холодильные агрегаты
Автоматизированные аммиачные холодильные
агрегаты двухступенчатого сжатия АДС-50 и АДС-25
предназначены для работы в системах с непосредственным или
рассольным охлаждением. Агрегаты серийя о
изготовляются Черкесским заводом холодильного
машиностроения с ,1969 г.
Агрегат включает в себя смонтированные на одной
сварной раме две компрессорно-электродвигательные
группы ступени низкого и высокого давления с
маслоотделителями, промежуточным сосудом и защитной
автоматикой.
Агрегат укомплектован пультом управления ПУМ-200
с пусковыми электрическими приборами.
621.57.041
На рис. 1 приведена принципиальная схема работы
двухступенчатого аммиачного агрегата.
Наряду с двухступенчатым режимом работы агрегат
обеспечивает одноступенчатый режим, при этом
включается только компрессор ступени в.д. Переход с
двухступенчатого режима на одноступенчатый и обратно
осуществляется вручную.
Агрегаты работают в диапазоне температур кипения:
в двухступенчатом цикле —20-? 50°С при температуре
конденсации не выше 40°С, в одноступенчатом цикле
+5-i—25°С при температуре конденсации не выше 40°С
и условии, что разность давлений конденсации и
кипения в компрессоре не превышает 12 кгс/см2, а
отношение этих давлений не более 9.
ML gLi
Рис. 1. Принципиальная схема работы двухступенчатого аммиачного агрегата:
1 — электродвигатель ступени н. д.; 2 — компрессор ступени н. д.; 3 — маслоотделитель ступени н. д.; 4
—промежуточный сосуд; 5 — электродвигатель ступени в. д.; 6 — компрессор ступени в. д.; 7 — маслоотделитель
ступени в. д.; РП — реле протока; РД — реле давления; ТР — температурное реле; РКС — реле контроля смазки;
ПРУ — полупроводниковый регулятор уровня.
si

Техническая характеристика агрегатов и комплектующей аппаратуры
Параметры
Компрессор
марка (по ТУ 26—03—81—68 и
требованиям ГОСТ 6492—67 и
7475—68)
холодопроизводительность, ккал\ч
при *о=—30°С, *К=35°С (двух-
при t0=—15°C, *К=30°С (одно-
потребляемая мощность (эффек-
в двухступенчатом режиме . . .
в одноступенчатом режиме . . .
скорость вращения., об/мин . . .
теоретический описываемый
объем, мъ\ч
вес без пульта управления, запас-
ных частей и инструмента, кг .
расход охлаждающей воды, мъ\ч
количество масла, заправляемого
в блок-картер, кг
Электродвигатель
марка
скорость вращения, об/мин . .
мощность, кет
площадь поверхности змеевика
| промежуточного сосуда, м? . . .
АДС-25
ступень н. д.
АУ-45
ступень в. д.
28000
16500
14,35
5,5
1440
128
1355
ХА-30
0,5
0,05
5
АОП2-61-4
1440
13
АВ-22
960
42,5
0,2
0,04
5
АОГТ2-т-6
0,6
960
10
АДС-50
ступень н. д.
АУУ-90
ступень в. д. |
56000
33000
28,7
11,0
1440
256
1930
ХА-30
1,0
0,1
10
АОП2-71-4
1440
22
АУ-45
Е960
85
0,3
0,05
5
АОП9-79-в 1
1,4
960
22
8?0*3-Ш0
3300-3350.,
К рис. 2

Вид сзади
Лары аммиака из испарителя >
Ду 50 (одноступенчатый решим)
г... аммиака из испарителя
70(двухступенчатый режим)
Рис. 2. Габаритные и присоединительные размеры агрегата АДС-50:
/ — компрессор ступени н. д.; 2 — электродвигатель ступени н. д.; 3 — щит приборов; 4 — промежуточный сосуд;
5 — электродвигатель ступени в. д ; 6 — муфта; 7 —- ограждение; 8 — компрессор ступени в. д.; 9 —
маслоотделитель ступени в. д.; 10—маслоотделитель ступени н. д.
53

2295
Фундамешная рамп
452
9отд. <Р24 --ТГ~ "*""
I* I
1305
ТТТ
те
ТТГ
ТфТ
ЦТ
z=L_J
2550
К рис. 3
В обоих режимах производительность регулируется
путем пуска и остановок электродвигателей
компрессоров. Управление и защита осуществляются
автоматически и полуавтоматически, в соответствии с
рекомендациями по проектированию автоматизации холодильных
установок. Предусмотрено ручное управление для
проведения наладочных и пусковых работ с отключением
защитных приборов.
Электрооборудование и приборы соответствуют
классу В-16.
Компрессоры и электродвигатели соединены
непосредственно при помощи эластичных муфт-маховиков с
упругими элементами в виде резиновых колец. Муфты
позволяют разбирать сальники без демонтажа
компрессоров или электродвигателей.
Маслоотделители — вертикальные, с поплавковыми
перепускными клапанами и водяным охлаждением.
Промежуточный сосуд — вертикальный аппарат, в
•нижней части которого расположен аммиачный змеевик.
На сосуде установлены предохранительный клапан и три
полупроводниковых реле уровня с запорной арматурой.
Контрольно-измерительные приборы, приборы
автоматической защиты (реле давления, реле контроля
смазки, реле температуры, полупроводниковые регулято-
54

Вид сзади
Жидкий, аммиак б испаритель ВуРО
Рис. 3. Габаритные и присоединительные размеры агрегата
АДС-25 (обозначения см. на рис. 2).
ры уровня), линия впрыска жидкого аммиака в
промежуточный сосуд для поддержания заданного уровня в
последнем и баипасная линия, соединяющая испаритель
установки с промежуточным сосудом, расположены на
регулирующей станции. Регулирующая станция
закреплена на промежуточном сосуде.
Реле протока воды, соленоидный вентиль,
отключающий подачу воды на компрессор при остановке
электродвигателя, и запорная арматура для заправки масла
в компрессор смонтированы на раме.
Пульт управления располагается во:-ле агрегата и
крепится к полу четырьмя болтами. Приборы защиты
и управления подключаются к пульту через
соединительные коробки.
Агрегаты работают в автоматическом режиме при
падении напряжения в сети не более чеу. на 10% от
номинального.
Величины действующих на фундамент динамических
нагрузок от компрессоров незначительны. Поэтому
агрегаты не требуют специальных антивибрационных
фундаментов и могут устанавливаться на межэтажных
перекрытиях, способных выдержать вес оборудования:
На рис. 2 приведены габаритные и
присоединительные размеры агрегата АДС-50, на рис. 3 — АДС-25.
На рис. 4 дана зависимость холодопроиззодительно-
сти и эффективной мощности двухступенчатых агрега-
тоз от температуры кипения и конденсации аммиака.
Завод-изготовитель поставляет с агрегатом
комплекты запасных деталей и узлов, нормального и
специального инструмента и приспособлений, необходимой
технической документации.
Завод гарантирует надежную работу агрегатов с
использованием комплектующих запасных частей в
течение двух лет со дня отгрузки машины (но не свыше
8000 ч работы) при условии соблюдения правил
хранения и эксплуатации.
Выбор необходимой теплообменной аппаратуры для
хеледильных установок, укомплектованных указанными
\Щ-25Ж-50
16 \Ж
30
Z5
го
-15
-11,5
1Г0
Рис. 4. Зависимость холодопроизводительности Q0 я
эффективной мощности Nc двухступенчатых
агрегатов АДС-50 и АДС-25 от температуры кипения t0 и
конденсации tK аммиака.
аммиачными агрегатами, разработка для них
технологических и электрических схем осуществляются
соответствующими организациями.
В. В. КАТЕРУХИН, А. Б. КАЛЕТКИНА — ВНИИхолодмаш,
Э. М. ВИЛКГ Л. М. КУБАЕВА — Черкесский
завод холодильного машиностроения

СОДЕРЖАНИЕ ЖУРНАЛА «ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА» ЗА 1969 г.
Боевая программа ускоренного развития
сельского хозяйства I—1
Гоголин А. А. Технологическое
кондиционирование воздуха на предприятиях мясной и
молочной промышленности X—1
Деев П. Г., Николаев В. М., Павлов Р. В.,
Быков А. В., Калнинь И. М. Основные
направления развития холодильного
машиностроения в 1971—1975 гг VI—1
Жихарев М. В. Холодильное хозяйство
Белорусской ССР за 50 лет III—1
Морозов А. В., Молчанов М. М. Перспективы
развития холодильного хранения фруктов и
винограда в местах производства IX—1
Московскому заводу «Компрессор» — 100 лет IV—4
О мероприятиях по повышению эффективности
работы научных организаций и ускорению
использования в народном хозяйстве
достижений науки и техники II—1
53-й сессии Генеральной ассамблеи
Международной молочной федерации VIII—1
53-я сессия Генеральной ассамблеи
Международной молочной федерации V—1
Сергиенко А. Н. Развитие холодильного
хозяйства в системе Министерства торговли
РСФСР IV—1
К 100-летию со дня рождения В. И. Ленина
Всесоюзный общественный смотр по культуре
торговли и общественного питания .... III—5
Коношенко Л. А. На Ленинской юбилейной
вахте I—3
О ходе выполнения творческих обязательств
правлений НТО пищевой промышленности IX—6
О ходе социалистического соревнования
коллективов предприятий и организаций мясной
и молочной промышленности в честь
100-летия со дня рождения В. И. Ленина и
задачах по выполнению предъюбилейных
обязательств и постановления VII Пленума
ВЦСПС A9G9 год) XII—1
Смирнов Н. В. План социального развития
коллектива в действии VI—6
Смотр разработки и внедрения изобретений и
рационализаторских предложений,
направленных на повышение производительности
труда в промышленности VII—5
Шаманов А. В. Юбилею — наш труд и
энергию! XI—I
Экономика и планирование
Позин М. М. Повысить уровень использования
основных фондов в холодильной
промышленности VII—1
Шавра Г. А. Об обеспечении маслодельных
заводов холодильными емкостями IX—7
Промышленное холодильное оборудование
Алексеев В. П., Пономарева Э. Д. К расчету
роторных водораспределителей пленочных
градирен VIII—28
Баренбойм А. Б. Экспериментальные
характеристики фреонового центробежного
компрессора малой производительности II—14
Бассель А. Б., Вайнштейн Я. Л. Применение
компрессионно-эжекторных машин для
низкотемпературной конденсации парогазовых
смесей V—25
Бежанишвили Э. М., Хазанов И. Г. О
потребности в запасных частях к поршневым
холодильным компрессорам XII—5
Бондарев В. Н., Катерухин В. В., Закур-
ский В. В., Алымов В. П. Испытание
тепловых насосов НТ25, НТ40 и НТ80 . . . . III—И
Быков А. В. Новые рабочие вещества
низкотемпературных поршневых холодильных
машин III—6
Данилова Г. Н., Иванов О. П. Сопоставление
различных типов теплопередающих
поверхностей кожухотрубных конденсаторов . . . XI—12
Диденко В. Ф. Конвейерный морозильный
аппарат рефрижератора «Рембрандт» .... VIII—12
Жадан В. 3., Коляка В. Ф., Роговая С. Н.
Приближенная зависимость холодопроизводи-
тельности аммиачных машин от
температуры кипения IX—39
Затирка И. Ф. Испытания модернизированного
скороморозильного аппарата АСМА .... IX—36
Ильин А. Я-, Мизин В. М. Испытания опытной
абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машины с пластинчатыми аппаратами. . VIII—15
Какабаев А., Хандурдыев А. Испытание хло-
ристолитиевой абсорбционной солнечной
холодильной установки с открытым
выпариванием раствора X—38
Канторович В. И. Статическая
характеристика холодильной машины VI—30
Клименко А. П., Чегликов А. Г., Костюк В. И.,
Колосов В. Н., Аэров М. Э. Холодильная
установка с контактными аппаратами . . . IV—13
Креймер Н. Г., Пытченко В. П, Насосно-цирку-
ляционная система смазки ротационных
бустер-компрессоров VI—10
Курылев Е. С, Аэров М. Э., Абдуллаева Ф. С,
Куликова В. А., Коссова Т. В. Методика
оптимизации схем холодоснабжения
нефтехимических предприятий V—21
Мекеницкий С. Я., Ионов А. Г. Современные
роторные скороморозильные агрегаты . . . XI—8
Мигдал И. Д., Лихтенштейн Э. Л.
Искусственные катки Дворца спорта «Юбилейный». . VI—19
Минин В. Е. Исследование воздухоохладителя
из алюминиевых трубок с накатными ребрами X—10
Оносовский В. В., Медведев Р. М., Налимова
М. Ю. Холодильная машина с отводом
теплоты конденсации путем испарения воды
под вакуумом II—19
Павлов Р. В. Искусственное охлаждение воды
на промышленных предприятиях V—15
Пекарев В. И., Кошкин Н. Н. Испытания
винтового компрессора VIII—2
Цырлин Б. Л. Процессы сжатия и обратного
расширения в поршневом компрессоре . . . IV—5
Чайковский В. Ф., Майсоценко В. С, Граник
Ч. Б. Термодинамическое исследование
холодильной машины, работающей на неазео-
тропных смесях фреонов IV—10
Торговое и бытовое холодильное оборудование
Бер Б. А., Гершзон Д. Е. Государственный
стандарт на сборные холодильные камеры VII—45
ВайнЛ. Н. О выпуске домашних холодильников XII—28
Вейнберг Б. С. Двухтемпературные домашние
компрессионные холодильники III—18
Дерковский М. М. Аппараты для консервации
пересаживаемых органов XI—37
56

Евлампиев А. И., Карпов В. И., Левина Л. Е.
Эталон утечки для калибровки галоидных
течеискателей III—35
Милованов В. И. Влияние зазора поршень —
цилиндр герметичного компрессора на его
показатели VII—19
Морозов С. А., Якулис А. А. Определение
оптимальной длительности обкатки
компрессоров домашних холодильников IX—11
Оленев Ю. А., Борисова О. С,
Калмыкова Н. Н. Испытания фризеров для мягкого
мороженого V—6
Сатановский Д. М., Рахманов Ю. А.
Испытание на герметичность разъемных соединений
фреоновых трубопроводов XI—5
Смирнов О. А. Прибор для охлаждения
головного мозга человека III—23
Тихомиров В. А. Исследование
звукоизолирующей способности кожухов герметичных
компрессоров X—17
Тихомиров В. А., Якобсон В. Б. Нормирование
шума малых холодильных машин VIII—19
Тихомиров В. А., Якобсон В. Б. О выборе
оптимального зазора между поршнем и
цилиндром герметичного компрессора IX—8
Филенко А. И., Малкин Л. Ш., Соколова Л. М.
Содержание кислот в маслофреоновых
смесях герметичных холодильных машин . . . VI—34
Шевчук Г. И., Медовар Л. Е., Якобсон В. Б.
Исследование температурных полей
встроенных электродвигателей холодильных
компрессоров X—28
Элькин И. А., Шевченко В. С, Якобсон В. Б.
Тепловые испытания экранированного
герметичного компрессора ФГэ 0,7~3 и агрегата
ВСз 0,7-3 XII—8
Якобсон В. Б. Некоторые особенности
термодинамических циклов малых холодильных
машин XI—26
Якобсон В. Б. Определение числа секций
конденсаторов с воздушным охлаждением . . II—9
Якобсон В. Б. Термодинамические циклы
холодильной машины с герметичным
компрессором V—29
Автоматизация и измерительная техника
Агарев Е. М., Медовар Л. Е.
Малоинерционный термометр сопротивления для измерения
температур в рабочих полостях
холодильных компрессоров IV—17
Зильберберг Я. М. Динамическая модель насос-
но-циркуляционной системы
автоматизированной холодильной установки IX—26
Зильберберг Я. М. Энергетическая
эффективность автоматизированных холодильных
установок VII—16
Иржевский В. П., Иоанно М. Г., Блетницкий
А. П. О надежности систем
автоматического управления и защиты компрессоров . . VI—12
Якименко Г. С. Система автоматического
регулирования судового кондиционера VII—12
Кондиционирование воздуха
Гаршин И. М. Кондиционирование воздуха в
почтовом вагоне -III—15
Гоголин А. А., Агарев Е. М., Богатырева С. Ф.,
Тихомирова Л. Н., Шитов Н. И.
Технологический кондиционер КТР-13 для сыродельной
промышленности X—4
Захаров Ю. В., Андреев Л. М., Шостак В. П.
О рациональном типе судовой холодильной
машины для кондиционирования воздуха . . VIII—6
Захаров Ю. В., Чегринцев Ф. А., Андреев Л. М.
Определение оптимальных режимов работы
фреоновых воздухоохладителей судовых
центральных кондиционеров IX—30
Ильин В. П. Теплотехническое сравнение
систем кондиционирования воздуха с
рециркуляцией и с регенерацией I—9
Курылев Е. С, Яновский С. И. Влажностный
баланс холодильной камеры IX—19
Малинин Е. А., Быков А. А., Трускова Л. А.
Кондиционирование воздуха в микроавтобусе
РАФ-977Д IV—23
Махмудов М. Д., Мустафаев А. Д.
Теплостойкость клеевых соединений трубок
кондиционеров X—8
Наумов Б. В., Самойлов Г. И., Ефремов С. Н.
Кондиционирование воздуха на
пассажирском газотурбоходе «Буревестник» .... VI—14
Прохоров В. И. Особенности двухфазных
процессов в системах кондиционирования с
воздушными холодильными машинами . . . IX—22
Термоэлектрическое охлаждение
Веселова Е. П., Карпов В. Г., Тайц Д. А.
Настольный термоэлектрический льдогенератор VIII—23
Иоффе Д. М., Орлов В. С. О градации
термоэлектрических охлаждающих батарей . . . II—24
Мартыновский В. С, Семенюк В. А., Томаше-
вич М. Н., Бирич В. Н. Совершенствование
технологии изготовления полупроводниковых
термоэлектрических батарей I—5
Наер В. А., Хирич И. Я., Кравченко П. Н.
Трехкаскадный микрохолодильник .... VII—24
Орлов В. С, Серебряный Г. Л. К расчету
термоэлектрических холодильников . . . . . XII—19
Проектирование, строительство и эксплуатация
холодильников
Губанков Л. Н. Теория массового
обслуживания и ее применение при проектировании
грузовых потоков на холодильниках .... VII—42
Любимов Н. П. Проведение
планово-предупредительного ремонта холодильников . . . XII—4
Холодильный транспорт
Гришуткина Л. П., Савицкий И. К.
Эксплуатация на судах холодильных машин с бессаль-
никовыми компрессорами VII—9
Демьянков Н. В., Панферов В. Н. О методах
экспериментального определения
теплоизоляционных качеств изотермических вагонов . . VIII—24
Скрипкин В. В. Затухание внешних
температурных колебаний в кузове
рефрижераторного вагона XII—16
Скрипкин В. В., Штейнберг Л. Д. Автономные
рефрижераторные вагоны VII—6
Шаповаленко М. М. Факторы, влияющие на
теплопритоки в грузовое помещение
изотермических вагонов ... VI—26
Штейнберг Л. Д., Ульяшкин А. А., Крайнов
Б. П. Использование оборудования
рефрижераторного подвижного состава ..... X—\А
Холодильная технология
Алямовский И. Г. К расчету физиологического
тепла, выделяемого при охлаждении
плодов и овощей VIII—43
Войтко А. М., Глебов С. И. Исследование
теплообмена в скороморозильных аппаратах с
псевдоожиженным и плотным слоями . . . XII—30
Головкин Н. А., Гейнц Р. Г.
Продолжительность подмораживания говяжьих полутуш II—35
57

Головкин Н. А., Кузьмин М. П., Гукалина Т. В.,
Пузанкова Т. М., Салихова Л. А.,
Комиссарова М. Г. Промышленное хранение свежих
яблок при отрицательных температурах . . IV—34
Головкин Н. А., Кузьмин М. П., Мильцина Е. И.
Влияние паров аммиака на качество
пищевых продуктов при холодильном хранении VIII—45
Гурвиц В. Г., Пришедько Н. А. Исследование
влияния температуры на модуль упругости
и предел прочности мяса, замороженного в
жидком азоте V—37
Дербеденева 3. А. Влияние различных
методов замораживания на структуру земляники IV—40
Дербинова Э. С. Санитарно-гигиеническая
оценка мороженого по энтерококковому титру V—7
Дербинова Э. С. Энтерококковый показатель
для санитарно-бактериологического
контроля в производстве мороженого XII—34
Жадан В. 3. Влияние температуры и
влажности воздуха на влаговыделения пищевых
продуктов при охлаждении I—30
Жадан В. 3. Закономерности естественной
убыли плодов и овощей при холодильном
хранении . . XI—42
Зарницкий Г. Э., Коратеев И Г. Применение
холодильных установок для сушки зерна. . IV—30
Ковальков В. П. К определению
продолжительности охлаждения сплошных и полых тел
простой формы III—37
Колесник А. А., Огнева О. К. Влияние
отрицательных температур на сохраняемость лука IX—41
Коробко П. Я. Опытные перевозки винограда
железнодорожным транспортом VII—39
Оленев Ю. А., Борисова О. С. Опыты по
длительному хранению мороженого V—4
Петрухина Э. П., Моисеева Е. Л., Мишучкова
Л. А. О сроках хранения сливочного масла
зимней выработки V—9
Пискарев А. И., Басьюни Собхи. Изменения
гистологической структуры и гидрофильных
свойств ткани рыбы при хранении в
подмороженном состоянии IV—37
Пискарев А. И., Крылов Г. И., Лукьяница Л. Г.
Характеристика качественных изменений
рыбы при размораживании VII—34
Сукрутов Н. И. Замораживание и хранение
сардинопса III—42
Федорова Н. К., Пискарев А. И. Структурно-
механические свойства мышечной ткани рыб
и их изменение при замораживании .... X—40
Фильчакова Н. Н. Изменение дисперсности и
степени дестабилизации жира в мягком
мороженом V—2
Чумак И. Г., Зубатый А. Л. Взаимосвязь
параметров продукта и воздуха камеры при
охлаждении ... VI—42
Шеффер А. П., Саатчан А. К. Быстрое
охлаждение мяса методом воздушного душирова-
ния па Алма-Атинском мясокомбинате . . VI—37
Научно-исследовательские работы
Авалиани Д. И. Влияние эффекта
присоединенной массы на теплоперенос при кипении фре-
онов Ill—31
Бадылькес И. С. Обобщение свойств рабочих
веществ в свете периодического закона
элементов Д. И. Менделеева VI1—27
Бадылькес И. С. Установление взаимосвязи
свойств фреонов с молекулярным весом . . Ill—27
Вейнберг Б. С. Расчет капиллярных трубок для
фреонов-12 и 22 X—23
Гоголин А. А. О внутреннем теплообмене в
ребристых воздухоохладителях
непосредственного охлаждения II—6
Гоголин А. А. О наружном теплообмене
пластинчатых поверхностей XII—И
Гоголин В. А. Исследование пленочного
течения жидкости в орошаемых регулярных
насадках I—15
Гросман Э. Р., Журавленко В. Я. Диаграмма
температура — давление для раствора
метанола и бромистого лития XI—40
Данилова Г. Нм Иванов О. П., Чопко Н. Ф.,
Ширяев Ю. Н. Исследование теплообмена
при конденсации фреона-22 II—30
Дорохов А. Р., Кирияненко А. А.,
Соловьев А. Н. Исследование поверхностного
натяжения фреонов I—23
Дюндин В. А. Исследование теплообмена при
кипении фреона-12 на гладкой и ребристых
трубках XI—16
Жукоборский С. Л., Кожевников О. А., Ми-
халец Ю. А. Диэлектрическая прочность
масла ХФ-22С VIII—40
Загорученко В. А., Нгуен Тхань.
Термодинамические свойства и уравнения состояния
фреона-12 III—34
Зозуля Н. В., Боровков В. П., Карху В. А.
Интенсификация процесса теплоотдачи при
конденсации фреона-113 на горизонтальных
трубках IV—25
Латышев В. П. Экспериментальное
исследование теплоемкости дибутилфталата, димети-
лового эфира тетраэтиленгликоля и теплот
их смешения с фреоном-22 VIII—31
Лихтенштейн Э. Л. К расчету температурного
поля искусственного катка XI—30
Нгуен Ань Хай. Исследование
термодинамических свойств фреонов методом подобия . . IV—28
Нгуен Ань Хай, Слынько А. Г. К расчету
термодинамических свойств фреонов XII—24
Поволоцкая Н. М. О кипении фреонов на
пучках труб X—33
Розенфельд Л. М., Воробьев И. Д. Расчет
холодильных циклов фреона-12 на
быстродействующей электронной вычислительной машине XI—22
Романснко П. Н., Левин А. Б. Исследование
теплоотдачи при конденсации фреона-12
внутри трубы VI—22
Сасин В. И. Приближенные методы вычисления
коэффициента теплоотдачи оребренных
поверхностей VIII—35
Тертеров М. Н. Определение расчетной
температуры наружного воздуха XI—36
Тодоров Т. О замораживании пластины при
разных коэффициентах теплоотдачи на ее
поверхностях VII—31
Усюкин И. П. Термодинамические диаграммы
раствора бромистый литий — вода .... I—25
Федотов Е. Л. О температуре сублимации
сухого льда V—12
Цветков О. Б. Коэффициенты
теплопроводности перегретых парои фреонов метанового
ряда XII—21
Чайковский В. Ф., Граник Ч. Б. Обобщенное
уравнение Бенедикта — Вебба — Рубина
для газообразных фреонов и их смесей . . . VIII—39
Чопко Н. Ф. Теплообмен при конденсации
фреонов в горизонтальной трубке .... I—19
Явнель Б. К. Влияние инея на теплопередачу
ребер IX—15
Явнель Б. К. О теплопередаче через слой инея V—34
58

В институтах и лабораториях
Яхац М. С. Термоэлектрический холодильник V—42
В порядке обсуждения
Фиш А. И. К вопросу о проектировании
холодильников VI—46
Новости строительства
Геллер С. Л., Вайнтруб 3. Д., Рябов В. Н.,
Кантор Б. Е. Холодильник в Одессе .... VI—48
Лесков В. А. Новый холодильник в Сызрани . VII—47
Обмен опытом
Архипов В. Ф., Лапенков М. Ф.
Намагничивание эластичных магнитных вставок . . . VII—50
Балаклейцев И. С. Схема контроля
срабатывания реле РТП-1 X—49
Бутузов А. И., Безродный М. К., Стогний
Н. И., Куделя П. П. Об измерении малых
расходов жидкостей XI—46
Васильев В. В. Датчик-реле температуры
ТР-2А-06ТМ . И—37
Вахрин Р. Ф. Прибор для проверки
электронного программного устройства I—34
Викулин А. П., Егоров Г. А. Автоматический
учет времени работы хо\эдильного
оборудования VI—52
Гаранин Л. В., Осколков Б. Г. Трехпозицион-
ная вакуум-формовочная машина .... X—47
Давыдов Ю. С, Михайлов И. Т. Регулятор
температуры ПТРВ-ЗТ XI—50
Двоскин И. Е. Малоинерционная схема
астатического импульсного регулирования
температуры кипения III—49
Иванов С. К., Скрипников В. Б.,
Никольский Г. В. Реле давления пневматическое
РД-бп V—43
Колотий Ю. И. Схема управления
компрессором при помощи плавного регулирования
числа оборотов электродвигателя III—45
Малыгин Е. А. Двусторонняя шлифовка
элементов термоэлектрических охлаждающих
батарей I—35
Мамонов Н. Д. Эксплуатация
распределительного холодильника в Новосибирске. . . XII—40
Мироненков В. В. Передающее устройство для
дистанционного контроля температуры в
охлаждаемом объекте X—49
Мироненков В. В. Реле асимметрии фаз . . . III—47
Небесский Л. E.t Липеев Г. 3., Гатицкий А. Т.
Автоматизация работы двух агрегатов
АДС-200 на один промежуточный сосуд . . IX—46
Небесский Л. Е. Прибор для дистанционного
измерения влажности в камерах хранения . . VII—49
Нестеренко Б. Е., Сушкова М. А. Заполнение
холодильных агрегатов домашних
холодильников фреоном в условиях массового
производства VIII—47
Нестеренко Б. Е,, Тиманюк В. П.
Модернизация холодильного агрегата домашнего
холодильника «Бирюса» VI —51
Никитенко Н. Б., Крыштоп Л. Г. Опыт
эксплуатации головного образца абсорбционной
бромистолитиевой холодильной машины
АБХМ-2500 IX—44
Панасенко Л. А., Пекар А. В. Особенности
износа деталей малых фреоновых компрессо- -
ров XI—47
Рашковский В. М., Смирнов Л. Ф., Троицкий
П. А. Переоборудование компрессора ФВ-6
для работы без контакта агента со смагкой IV—45
Симонов Н. Н. Устройство для определения
места замыкания в электрических цепях
управления лифтами холодильников IV—46
Стецюк В. А. Упрощенная вентиляторная
градирня пленочного типа VIII—49
Турецкий В. Л., Щучинский С. X. Мембранный
вентиль с электромагнитным приводом . . . XII—38
Консультация
Аршанский Я. Н., Жукоборский С. Л. Ремонт
фреонового герметичного компрессора . . . XI—52
Аршанский Я. Н., Жукоборский С. Л. Ремонт
фреоновых герметичных холодильных
агрегатов III—51
Гиндлин И. М. Вопросы и ответы .... II—39
Жукоборский С. Л. Как освободить систему
фреоновой холодильной машины от
капельной влаги ... IX—49
Фаерштейн Ю. О. Ремонт компрессора
ФУУБС-18А V—46
Правила техники безопасности на аммиачных
холодильных установках I—37,
II—40
Отвечаем на письма читателей
Дик М. Г. О льготном пенсионном
обеспечении машинистов холодильных установок . . VIII—50
Письмо в редакцию
Сташин Е. А. О технической информации по
холодильной технике IV—48
Критика и библиография
Гоголин А. А. О новом справочнике по малым
холодильным машинам и установкам . . . XI—56
Книги по холодильной технике, выходящие в
свет в 1969 г I—44
Прилуцкий Д. Н. Диссертации в области
холодильной техники и технологии за 1966—
1968 гг IV—50
Ямпольский Е. Г. Новая книга по
автоматизации холодильных установок V—50
Новые изобретения . . I—48, II—45, III—55, IV—54,
V—45, VI—53, VII—51, VIII— 53,
IX—50, X—52, XI--55, XII—44
Хроника
Бурмакин А. Г., Фалькович Я. Д. Фирменный
магазин Киевского холодильника № 1
«Замороженные продукты» V—51
В научно-техническом совете Министерства
химического и нефтяного машиностроения . V—53
Внешняя торговля СССР холодильным
оборудованием и скоропортящимися продуктами
в 1967 г IV—53
Вторая научно-техническая конференция по
компрессорному машиностроению I—50
Герману Моисеевичу Дезенту 60 лет .... II—52
Заседание Ученого совета ВНИХИ VI—50
Конференция в Минске II—45
К 60-летию А. А. Гоголииа XI—51
К 60-летию Д. М. Иоффе XI—57
К 60-летию Ю. С. Крылова ........ VII—53
К 60-летию С. Г. Чуклина XII—43
К 70-летию В. Н. Кефера IX—57
К 70-летию Давида Наумовича Прилуцкого. . IV—53
Международная выставка «Автоматизация-69» VIII—52
Мировой энергетический конгресс V—52
|Н. Г. Савиновский| VIII—52
Поздравляем юбиляров!
Виктор Григорьевич Сахаров I—33
Георгий Александрович Шемшединов .... I—33
Николай Александрович Герасимов III—54
Николай Алексеевич Головкин III—53
53-я ежегодная сессия Международной
молочной федерации в Москве VIII—51
Семинар в Киеве IV—52
59

Семинар по кондиционированию воздуха в
промышленных и гражданских зданиях .... X—'51
45 лет производственной, научной и
общественной деятельности Ш. Н. Кобулашвили . . IV—49
3-й Всесоюзный семинар по надежности малых
холодильных машин VIII—51
Инрыбпром-68
Барулин Н. Я-, Поварчук М. М. Холодильная
техника на Международной выставке
«Инрыбпром-68» II—47
Катерухин В. В., Кузнецова Л. А., Новиков
Г. Д., Смойловская И. А., Титова С. Г.
Холодильная техника на Международной
выставке «Инрыбпром-68» I—51
В Международном институте холода
Шавра В. М. 60 лет международного
сотрудничества в области искусственного холода . VI—56
В Международной организации по стандартизации
(ИСО)
Вейнберг Б. С. Числовые обозначения
холодильных агентов VII—52
В социалистических странах
Гутковский К. Проектирование насосных
холодильных установок .... « XII—45
Жаворонков А. М. Холодильники для хранения
фруктов в Венгрии VII—54
Замбжицкий В. Холодильный транспорт
Польши VI—57
Новости иностранной техники
Аугустынович С. Д., Шмурло В. Ф.
Применение жидкого азота для транспортировки и
замораживания пищевых продуктов .... III—56
Барулин Н. Я. Механические осушители с
регулируемым нагревом воздуха VIII—56
Бер Б. А., Шуватова Э. Д. Новый
цилиндрический компрессорно-конденсаторный агрегат XI—61
Вейнберг Б. С. Домашние холодильники США II—53
Дезент Г. М. Оборудование для производства
мороженого V—54
Зильберборд А. Ф. Использование подземных
выработок для хранения продовольствия . . I—58
Колодин М. В., Сейиткурбанов С. Опреснение
воды вымораживанием XI—57
Кувшинов С. Г., Закурский В. В.
Кондиционер S-HKMF-10 IV—57
Носовицкий А. Я. Кондиционирование воздуха
в сверхзвуковом лайнере «Конкорд» . . . VIII—55
Оленев Ю. А., Зубова Н. Д. Фабрика
мороженого в Оденсе IX—56
Романов М. Н. Воздухоохладители,
применяемые на холодильниках Франции X—53
Рютов Д. Г. Некоторые характеристики новых
холодильников США X—58
Рютов Д. Г. Холодильники Франции .... IX—51
Шнитман Р. Н. Льдогенератор ХН-70 .... V—56
Янюк В. Я., Трухина Г. В. Надувные
холодильные камеры для хранения фруктов в
регулируемой газовой среде VI—59
Справочный отдел
Бобков В. И., Якобсон Е. В. Компрессоры
холодильные бескрейцкопфные
одноступенчатого сжатия III—60, V—58,
VI—61, VIII—58,
IX—58
Бондарев В. Н. Перечень оборудования,
снимаемого с производства VII—58
Вайнштейн В. Д., Канторович В. И.
Физические свойства холодильных агентов .... X—58
Геллер 3. И., Никульшин Р. К., Пятницкая
Н. И. Вязкость жидких фреонов IV—60
Катерухин В. В., Калеткина А. Б., Вилк Э. М.,
Кубаева Л. М. Аммиачные двухступенчатые
холодильные агрегаты XII—51
Латышев В. П. g, /-диаграммы для растворов
фреон-22 — дибутилфталат и фреон-22 — ди-
метиловый эфир тетраэтиленгликоля . . . VII—61
Павлова И. А. Новые приборы для
автоматизации аммиачных холодильных установок. . II—57
Чернышев А. К. Растворимость воды во фрео-
нах 1—62
Усюкин И. П. Диаграмма ?, / раствора
хлористый литий — вода VIII—60
Рефераты . . . 1—63, II—62, III—62, IV—61, V—62,
VII—63, VIII—61, IX—63, X—60, XI—62, XII—60
РЕФЕРАТЫ
621.572 041
О потребности в запасных частях к поршневым
холодильным компрессорам. БЕЖАНИШВИЛИ Э. М., ХА-
ЗАНОВ И. Г. «Холодильная техника», 1969, № 12,
5-8.
Предлагается методика расчета потребности в
запасных частях к холодильным поршневым компрессорам
на весь срок службы. Приводятся стоимостные и
весовые показатели, характеризующие потребность в
запасных частях по типам холодильных компрессоров. Даны
рекомендации по изменению существующих
обязательных комплектов запасных частей, поставляемых
заводами-изготовителями совместно с компрессорами.
Указаны основные составляющие структуры плана
производства запасных частей, выпускаемых заводами отрасли
холодильного машиностроения. Таблиц 3.
Иллюстраций 1.
621.57.041—213.4
Тепловые испытания экранированного герметичного
компрессора ФГэ 0,7~3 и агрегата ВСэ 0,7^3. ЭЛЬ-
КИН И. А., ШЕВЧЕНКО В. С, ЯКОБСОН В. Б.
«Холодильная техника», 1969, № 12, 8—11.
Описаны результаты испытаний экранированного
компрессора номинальной холодопроизводительностью
700 ккал/ч и агрегата с этим компрессором. Приведены
их основные технические характеристики. Таблиц 1.
Библиографий 5. Иллюстраций 3.
536.24
О наружном теплообмене пластинчатых поверхностей.
ГОГОЛИН А. А. «Холодильная техника», 1969, № 12,
11—16.
Рекомендуется уравнение в критериальной и
размерной формах для расчета теплоотдачи в
воздухоохладителях с пластинчатыми ребрами. Таблиц 6.
Библиографий 9. Иллюстраций 7.
629.1—444
Затухание внешних температурных колебаний в кузове
рефрижераторного вагона. С КРИП КИН В. В.
«Холодильная техника», 1969, № 12, 16—19.
Изложена методика расчета затуханий
температурных колебаний в кузове вагона, дающая возможность
более точно определить теплопритоки в вагон в
условиях переменных тепловых воздействий. Установлена
величина поправочного коэффициента/Сд=0,71, при
которой теоретические и фактические температурные
колебания практически совпадают. Таблиц 2. Библиографий
2. Иллюстраций 2.
60

621.565.83
К расчету термоэлектрических холодильников.
ОРЛОВ В. С, СЕРЕБРЯНЫЙ Г. Л. «Холодильная
техника», 1969, № 12, 19—21.
Приведены соотношения для расчета холодильников
при использовании термоэлектрических батарей с
известными характеристиками. Расчетные соотношения
выведены с учетом условий теплообмена батареи и
холодильника со средами, в качестве аргумента
используется величина напряжения источника питания.
Библиографий 5.
536.2:621.564.25
Коэффициенты теплопроводности перегретых паров
фреонов метанового ряда. ЦВЕТКОВ О. Б. «Холодильная
техника», 1969, № 12, 21—24.
Приведены коэффициенты теплопроводности
фреонов-11, 12, 13 и 14 при атмосферном давлении.
Определено время вращательной релаксации. Приведена за-
XfJL
висимость коэффициента / = от молекулярного
t\cv
веса. Таблиц 4. Библиографий 14. Иллюстраций 2.
536.7.001.24:621.564.25
К расчету термодинамических свойств фреонов. НГУЕН
АНЬ ХАЙ, СЛЫНЬКО А. Г. «Холодильная техника»,
1969, № 12, 24—28.
Проанализированы некоторые методы расчета
свойств веществ на основе теории термодинамического
подобия. Рассмотрен метод введения корректирующих
множителей в уравнение состояния базисного вещества
для описания свойств исследуемых газов. Предложен
графический способ нахождения этих множителей путем
совмещения термодинамических поверхностей,
представленных в логарифмических координатах. На примере
фреонов показаны преимущества предлагаемого метода
по сравнению с ранее применявшимися. Таблиц 2.
Библиографий 16.
621.565.92
О выпуске домашних холодильников. В АЙН Л. Н.
«Холодильная техника», 1969, № 12, 28—29.
Приведены статистические данные о производстве
домашних холодильников разных типов и емкостей.
Показана необходимость увеличения производства
холодильников емкостью 200 и 240 л и освоения
производства двухкамерных холодильников. Таблиц 2.
Иллюстраций 1.
621.565.912.001.24:664.84/85.037.5
Исследование теплообмена в скороморозильных
аппаратах с псевдоожиженным и плотным слоями. ВОЙТ-
КО А. М,. ГЛЕБОВ С. И. «Холодильная техника»,
1969, № 12, 30—34.
Описаны методы определения коэффициента
теплоотдачи при замораживании плодов и овощей в псевдо-
ожиженном и плотном слоях. Предложены
критериальные зависимости по теплообмену, которые дают
возможность успешно проводить расчеты
скороморозильных аппаратов. Библиографий 4. Иллюстраций 4.
663.674:614.3.002.5
Энтерококковыи показатель для санитарно-бактериоло-
гического контроля в производстве мороженого. ДЕР-
БИНОВА Э. С. «Холодильная техника», 1969, № 12,
34—37.
Описаны результаты исследования смывов с
оборудования и рук рабочих, занятых в производстве
мороженого. В большинстве смывов, удовлетворяющих
установленным санитарно-гигиеническим требованиям,
обнаружены энтерококки. В качестве критерия оценки
чистоты оборудования и рук рабочих предложено
использовать энтерококковыи показатель. Таблиц 4.
Библиографий 8.
EUROSHOP 70
III международная выставка «Современные витрины и
магазины»
Специализированная выставка по строительству и
оборудованию всевозможных магазинов, включая все необходимые
аксессуары, холодильную мебель и холодильные установки, а
также искусство оформления витрин и магазинов.
Информационный центр для всех отраслей и форм розничной
торговли.
ДЮССЕЛЬДОРФ, 21—25 февраля 1970 г.
Справки: Dusseldorfer Messegesellschaft mbH —NOWEA —, 4 Dusseldorf 10, Messegelande, Telefon 4 40 41,
Telex 858 4853 msse d
В/О «Внешторгреклама»
6i

CONTENTS
100th Anniversary of V. I. Lenin Birthday
Socialist Competition of Collectives of Enterprises and
Organizations of Meat and Dairy Industry in Honour
of Centenary of V. I. Lenin and Tasks for Fulfilling
Prejubillee Obligations and Decisions of VII Plenum
of ACCTU A969) 1
N. P. Lyubimov. Performance of Preventative Repairs at
Cold-Storage Warehouses 4
E. M. Bezhanishvili, I. G. Khazanov. Requirements in
Spare Parts for Reciprocating Refrigeration
Compressors 5
!. A. Elkin, V. S. Shevchenko, V. B. Yakobson. Thermal
Tests of Screened Hermetic Compressor, Type
FG0,7 ^3, and Unit, Type VS0f7~3 8
A. A. Cogolin. External Heat Exchange of Plate Surfaces 11
Y. V. Skripkin. Damping of Ambient Temperature
Fluctuations in Refrigerated Railcar Body 16
V. S. Orlov, C. L. Serebryanij. Calculation of
Thermoelectric Refrigerators 19
О. В. Tsvetkov. Heat Conductivity Coefficients of
Superheated Vapour of Methane Row Freons .... 21
Nguyen anh Hai, A. G. Slynko, Calculation of
Thermodynamic Properties of Freons 24
L N. Wine. Production of Domestic Refrigerators . . 28
A. M. Voitko, S. I. Glebov. Investigation of Heat
Exchange in Quick Freezers with Fluidized and Dense
Layers 30
E. S. Derbinova. Enferococcus Index for Sanitary-
Bacteriological Control in Ice Cream Production . 34
Practice exchange
V. L Turetsky, S. K. Shchuchinsky. Diaphragm Valve
with Electromagnetic Drive 38
N. D. Mamonov. Operation of Distribution Cold Storage
Warehouse in Novosibirsk 40
60th Birthday of S. G. Chuklin 43
New Inventions 44
In socialist countries
K. Gutkovsky. Projecting Pump Refrigerating Plants. .
Reference data
46
V. V. Katerukhin, A B. Kaletkina, E. M. Vilk, L M. Ku-
bayeva. Two-Stage Ammonia Refrigerating Units 51
Contents of Journal "Kholodilnaya Tekhnika" in 1969. 56
Summaries 60
СОДЕРЖАНИЕ
К 100-летию со дня рождения В. И. Ленина
О ходе социалистического соревнования
коллективов предприятий и организаций мясной
и молочной промышленности в честь
100-летия со дня рождения Б. И. Ленина и задачах
по выполнению предъюбилейных
обязательств и постановления VII Пленума ВЦСПС
A969 год) 1
Н. П. Любимов. Проведение
планово-предупредительного ремонта холодильников .... 4
Э. М. Бежанишвили, И. Г. Хазанов. О
потребности в запасных частях к поршневым
холодильным компрессорам 5
И. А. Элькин, В. С. Шевченко, В. Б. Якобсон.
Тепловые испытания экранированного
герметичного компрессора ФГэ 0,7~3 и агрегата
ВСэ 0,7-3 8
A. А. Гоголин. О наружном теплообмене
пластинчатых поверхностей 11
B. В. Скрипкин. Затухание внешних
температурных колебаний в кузове рефрижераторного
вагона 16
В. С. Орлов, Г. Л. Серебряный. К расчету
термоэлектрических холодильников 19
О. Б. Цветков. Коэффициенты теплопроводности
перегретых паров фреонов метанового ряда 21
Нгуен Ань Хай, А. Г. Слынько. К расчету
термодинамических свойств фреонов 24
Л. Н. Вайн. О выпуске домашних холодильников 23
A. М. Войтко, С. И. Глебов. Исследование
теплообмена в скороморозильных аппаратах с псев-
доожиженным и плотным слоями .... 30
Э. С. Дербинова. Энтерококковый показатель для
санитарно-бактериологического контроля в
производстве мороженого 34
Обмен опытом
B. Л. Турецкий, С. X. Щучинский. Мембранный
вентиль с электромагнитным приводом . . 38
Н. Д. Мамонов. Эксплуатация
распределительного холодильника в Новосибирске .... 40
К 60-летию С. Г. Чуклина 43
Новые изобретения 44
В социалистических странах
К. Гутковский. Проектирование насосных
холодильных установок 46
Справочный отдел
В. В. Катерухин, А. Б. Калеткина, Э. М. Вилк,
Л. М. Кубаева. Аммиачные двухступенчатые
холодильные агрегаты 51
Содержание журнала «Холодильная техника»
за 1969 г 56
Рефераты 60
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, An П. Шеффер
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Телефон 250-00-34, доб. 49
Технический редактор А. М. Сатарова
Т—15700
Формат 84x1087i6
Сдано в набор 3/Х1 1969 г. Подп. в печ. 8/ХП 1969 г.
Объем 4 п. л. Уч.-иза. л. 8,16 Зак 3749
Тираж 16350 экз.
Цена 50 коп.
Типография изд-ва «Московская правда», Потаповский пер., 3.!
62