№ 5
Исследование теплового режима холодильной машины с герметичным компрессором
7
Оба холодильника испытывают трудности в
эксплуатации импортных двухступенчатых
компрессоров в основном вследствие
недостаточной смазки цилиндров. С целью улучшения
эксплуатации этих компрессоров ВНИХИ
разработал специальную инструкцию.
Расширение производства компрессоров со
встроенными электродвигателями — одно из
основных направлений развития современного
холодильного машиностроения. Обладая
важными преимуществами перед открытыми
компрессорами [1—3], они используются в
холодильных машинах всех размеров — от
нескольких десятков килокалорий в час (в
домашних холодильниках) до нескольких
миллионов (в установках кондиционирования
воздуха с центробежными машинами).
Следует ожидать, что в скором времени открытые
фреоновые компрессоры будут практически
полностью вытеснены герметичными1, как это
уже произошло в домашних холодильниках и
автономных кондиционерах.
Однако холодильные машины с
герметичными компрессорами исследованы недостаточно-
Между тем, объединение компрессора и
электродвигателя в единое целое привело к
существенному изменению работы каждого из них,
а также всей холодильной машины.
Главное различие между тепловыми
процессами в герметичных и открытых компрессорах
состоит в том, что в них электродвигатель
охлаждается фреоном, всасываемым компрессо-
1 Существует два основных типа компрессоров со
встроенными электродвигателями: герметичные (в
сварном кожухе) и так называемые бессальниковые, т. е.
герметичные в разъемном кожухе (иногда их называют
полугерметичными). В Советском Союзе производятся оба
типа машин [4, 5]. Для простоты изложения в данной
статье и те и другие будут называться герметичными.
Технический персонал холодильников в
Алма-Ате и Караганде прилагает большие
усилия для освоения оборудования и обеспечения
нормальных технологических условий для
длительного хранения продуктов.
ром. Ранее мы останавливались на основной
особенности работы встроенного
электродвигателя герметичного компрессора [6, 7]: при
повышении температуры кипения количество
циркулирующего фреона растет значительно
быстрее, чем потребляемая мощность. В связи
с этим при увеличении нагрузки
электродвигателя тепло от него отводится интенсивней.
Наблюдается необычное явление: с повышением
отнимаемой мощности температура
электродвигателя понижается. Существуют и другие
важные особенности встроенных
электродвигателей, которые требуют специального
рассмотрения.
Сравним теоретические циклы обычной
холодильной машины и машины с открытым и
герметичным компрессорами (рис. 1).
Жидкий фреон после конденсатора
дросселируется (процесс 4'—5) и поступает в
испаритель, откуда выходит в виде слегка
перегретого пара (точка 1).
В теоретическом цикле машины с открытым
компрессором (/—2—4'—5) перегретый пар
входит в цилиндр, где адиабатически
сжимается (/—2) до давления, соответствующего
температуре конденсации (точка 2).
В теоретическом цикле машины с
герметичным компрессором всасываемый фреон,
проходя через электродвигатель, сильно
нагревается и переходит из состояния 1 в состояние 1ТК
(индекс «гк» означает «герметичный
компрессор»), после чего адиабатически сжимается
(процесс /г*-—2ГК).
Исследование теплового режима холодильной
машины с герметичным компрессором
Канд. техн. наук В. Б. ЯКОБСОН — Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной
промышленности

Исследование тепловоео режима холодильной машины с герметичным компрессором
№ 5
Р\
1 /
1 J v
*Л to ро
/ 5
У
и ]
И/
*\
1
2
I
/
/
2гк
I
/
Him дй>|
Рис. 1. Теоретические циклы холодильной
машины;
а — схема машины с герметичным
компрессором; б — теоретические циклы:
J—2—4'—5 — машина с открытым
компрессором, /гк—2Гк—4'—5 — машина с
герметичным компрессором.
Холодопроизводительность 1 кг
холодильного агента в обоих случаях
q0 — iY — i-o ккал/кг.
Тепловая нагрузка конденсатора машины с
открытым компрессором
qK = i2 — ib ккал\кг,
а конденсатора машины с герметичным
компрессором
Работа компрессора в первом случае
ка — '2 1 fCKCtJij Ко j
во втором —
Холодильный коэффициент машины с
герметичным компрессором
(еЛк *= —л
/яг-
¦«гк
;< v
C)
Сравним холодильные машины с открытым
и герметичным компрессорами, работающие на
фреоне-12 при температурах: кипения —15°,
на выходе из испарителя —10°, конденсации
50°, переохлаждения 45°. В теоретическом
цикле обычной машины фреон адиабатически
сжимается от состояния 1 (h = —10°, i± =
= 136 ккал/кг) до состояния 2 (?> = 65°, h =
= 144,4 ккал/кг).
В герметичном компрессоре пар входит во
всасывающую полость нагретым до 60—80°
(что близко к температуре конца
адиабатического сжатия в предыдущем примере).
Примем, что пар адиабатически сжимается от
состояния /гк (ti = 70°, /i= 148 ккал/кг) до 2ГК
(/2=149°, /2=159,4 ккал/кг).
Тогда получим следующие характеристики
теоретических циклов:
Холодопроизводительность,
ккал/кг
Нагрузка конденсатора,
ккал/кг
Работа компрессора, ккал/кг
Холодильный коэффициент
Удельная
холодопроизводительность, ккал\кмп-ч . .
Машина с
компрессором
гер^еткч-
открыгым ным
25,3
25,3
33,7
8,4
3,0
48,7
11,4
2,2
2580
1910
Таким образом, нагрузка конденсатора и
работа герметичного компрессора в
теоретическом цикле существенно возрастают, а
холодильный коэффициент и удельная холодопро-'
иззодительность — падают. Однако удельная
холодопроизводительность действительного
герметичного компрессора часто оказывается
выше, чем открытого. Причины этого будут
рассмотрены отдельно.
Герметичные компрессоры широко
применяются также в тепловых насосах (в
круглогодичных кондиционерах).
Эффективность применения холодильного
компрессора в тепловом насосе
характеризуется коэффициентом преобразования —
отношением нагрузки конденсатора к работе
компрессора [1]. Это отношение в рассмотренном
нами примере составляет 4,01 для машины с
открытым и 4,27 — с герметичным
компрессором- В тепловых насосах применять
герметичные компрессоры безусловно выгоднее, чем
открытые.
В лаборатории малых холодильных машин
ВНИХИ было проведено экспериментальное
исследование тепловых режимов герметичных

№ 5
Исследование теплового режима холодильной машины с герметичным компрессором
9
0
Гй
Рис. 2. Схема экспериментального стенда:
1 — компрессор, 2 — термопары, 3 — калориметр, 4 —
прибор для определения концентрации масла, 5 —
конденсатор, 6 — ротаметры, 7 — ресивер, 8 — осушитель,
9 — фильтр.
компрессоров. Схема экспериментального
стенда представлена на рис. 2.
Количество всасываемого пара определяли с
помощью калориметра со вторичным
холодильным агентом, количество пара,
нагнетаемого компрессором, — по тепловому балансу
конденсатора с водяным охлаждением.
Калориметр и конденсатор были изолированы.
Величины теплопритоков к ним определяли
специальными опытами.
Давления всасывания и на выходе из
калориметра измерялись ртутными, а остальные
давления — образцовыми манометрами;
температура фреона в трубопроводах и аппаратах
и температура охлаждающей воды —
ртутными термометрами с ценой деления 0,1°.
Расход воды поддерживался постоянным с
помощью ротаметров и пробковых кранов и
измерялся посредством весов с точностью
0,2%. Концентрация масла в циркулирующем
фреоне определялась специальным прибором.
Электрические величины измерялись
приборами классов точности 0,2 и 0,5. Нагреватель
включался в сеть постоянного тока с питанием
от собственного генератора, мощность
которого регулировалась реостатом в цепи
возбуждения. На клеммах электродвигателя во всех
опытах поддерживалось номинальное
напряжение с помощью стабилизаторов и
автотрансформаторов.
Температуры фреона и деталей
компрессора измерялись медь-константановыми
термопарами и потенциометром ПП с
уменьшенными пределами шкалы (с точностью 0,5°).
Каждая температура определялась двумя
термопарами, которые устанавливались или рядом,
или в одноименных точках двух цилиндров
(у входа во всасывающие трубки и т. д.).
Испытания проводились в строго
установившемся тепловом режиме, когда все
температуры изменялись не более чем на +0,1°. Для
этого компрессор работал при заданных
условиях длительное время, обычно 3—4 часа.
На стенде во всех опытах поддерживалась
температура 25° электрическим нагревателем
с принудительной циркуляцией воздуха,
управляемым реле температуры (контактным
термометром) с дифференциалом около 0,2°.
Средняя погрешность в определении весовой
производительности компрессора составляла
около 1%, максимальная — 2,8%.
Был испытан герметичный компрессор
ФГ 0,7—3 BФГ 36/18) Харьковского завода
торгового машиностроения, работающий на
фреоне-12, номинальной холодопроизводитель-
ностью 700 ккал/час [2]. Разрез компрессора и
место расположения термопар показаны на
рис. 3.
Были проведены опыты при температурах
кипения 0 и —15°, конденсации 30 и 50°,
перегреве всасываемого пара от 0,6 до 30°, со
свободным и принудительным движением
воздуха вокруг компрессора.
На графиках (рис. 4) представлены средние
арифметические значения показаний
каждой пары термопар.

10 Исследование теплового режима холодильной машины с герметичным компрессором № 5
Сначала рассмотрим, как изменялась темпе- тора в корпус компрессора и средняя
температура фреона в компрессоре при каком-либо
одном режиме, например, при U = —15°, tK =
= 50Vkm1 = 15Vkm—*o=30° (рис.4,а).-
Сразу по<сле входа во всасывающий штуцер
температура фреона повышалась до 27°, на
входе во всасывающую трубку достигала 75°,
а во всасывающей полости 82°, т. е. на 67°
выше, чем во всасывающем штуцере компрес-
^ЧЧЧЧУАЧ^ЧЧЧЧЧУЧЧЧЧЧЧЧЧ'ЛЧкЧ'ЛУУЧ^
Рис. 3. Расположение термопар и датчиков давления
в компрессоре ФГ 0,7 ~3.
сора. После сжатия температура пара в
нагнетательной полости достигала 123°
(соответствующая температура конца адиабатического
сжатия равна 163°). Проходя по
нагнетательной трубке внутри компрессора, пар
охлаждался на 35° и выходил из нагнетательного
патрубка с температурой 88°, близкой к
температуре на входе в цилиндр.
Температура стенок цилиндра была равна
102°, тогда как верхние лобовые части
обмотки имели температуру 78°, т. е. примерно на
25° ниже. Средняя температура обмотки,
измеренная методом сопротивления, почти не
отличалась от температуры верхних лобовых
частей. Температура в месте запрессовки ста-
ратура кожуха были близки к 75°, т. е. к
температурам фреона и обмотки. Температура
масла равна 92°. Таким образом, тепло от
цилиндра компрессора ФГ 0,7-^3 передается
маслу, затем фреону, обмотке электродвигателя,
кожуху компрессора и далее — окружающему
воздуху.
С увеличением температуры всасываемого
пара и его перегрева повышается
температура фреона, масла и
деталей компрессора.
При перегреве от 4 до 40°
между этими температурами
существует линейная зависимость,
причем температуры фреона,
масла и деталей компрессора
растут примерно вдвое медленнее,
чем температура всасываемого
пара.
При перегреве ниже 4°
начинается быстрое падение всех
температур E—10° на 1°). При этих
условиях в паре содержатся
мелкие капли жидкого фреона [8].
Чем ниже перегрев, тем больше
жидкости попадает в компрессор
и круче падают температуры.
На рис. 4,6 и в представлены
результаты опытов при той же
температуре кипения, но более
низкой температуре конденсации
C0°).
В последнем случае кожух
компрессора охлаждался
принудительно движущимся воздухом
(рядом с компрессором был
установлен вентилятор
производительностью около 700 м*/час).
При этом все температуры
понизились на 8—12°, но направление
тепловых потоков не изменилось.
На рис. 4, г показаны результаты опытов при
температуре кипения 0° и конденсации 30°.
Количество циркулирующего холодильного
агента при этом сильно увеличилось,
температуры конца сжатия снизились. Поэтому
общий уровень температур, по сравнению с
температурами в предыдущих опытах, понизился»
но характер изменения их и направление
тепловых потоков остались прежними. При
испытании герметичных компрессоров иных
конструкций встречались случаи, когда
температура обмотки была выше, чем температура
масла.
Проведенные опыты показали, что
температурный режим герметичного компрессора в

№ 5
Исследование теплового режима холодильной машины с герметичным компрессором
11
butKM1-tQ;c
35 40tKnTtoX
tm +
jtr/вв
\tcu *
!***•
It, +
«*r ©
It,**
- Температура нагнетательной полости
•• нагнетания
¦ •• стенки цилиндра
м пасла
•« всась/бающей полости
'• кожцха компрессора
м между статором и корпусом
м лоб. частей обмотки
» у всасывающей трубки
». пара над лоб. част, обм
-у всасывающего от беретик
Рис. 4. Температуры
фреона, масла и
деталей герметичного
компрессора:
a — to= —15; *к = 50°;
б—*о 15; *к = 30°;
б^^0=-15; tK =30и
(принудительное
движение воздуха у
кожуха) ;
г-1<, = 0°; fK=30>.

12 Исследование теплового режима холодильной машины с герметичным компрессором № 5
первую очередь зависит от сухости
всасываемого пара. При сухости пара ниже единицы
все температуры компрессора резко падают.
При сухости пара, равной единице, т. е.
всасывании перегретого пара без капель
жидкости, температуру Т (°К) фреона, масла и
деталей герметичного компрессора можно
выразить уравнением вида
T = aTK + bQ, D)
где: Тк—температура конденсации, °К;
B = tKMl—to—перегрев всасываемого пара, °С;
а, Ь — постоянные.
Зависимость указанных температур от
перегрева слабее при принудительном движении
воздуха у кожуха компрессора.
В наших опытах были получены следующие
значения величин а и Ь:
Температура
Стенки цилиндра
Масла
Обмотки
электродвигателя
Кожуха
Движение воздуха
у кожуха
Свободное
Принудительное
Свободное
Принудительное
С вободное
Принудительное
Свободное
Принудительное
а
1,1
1,1
1,08
1,05
1,03
1,03
1 1,03
1,03
ь
0,5
0,3
0,5
0,2
0,6
0,3 i
0,5
0,2
Уравнение D) остается справедливым и для
других конструкций компрессоров со
встроенными электродвигателями, но значения
коэффициента а изменяются в пределах от 1 до
1,1, а коэффициента Ъ — от 0,2 до 1.
f/3 —
Рис. 5. Тепловой баланс герметичного компрессора.
Тепловой режим работы компрессора
зависит от отношения количеств подведенной и
отведенной энергии.
Составим уравнения теплового баланса
герметичного компрессора (рис. 5).
Весовая производительность
компрессора равна Ga кг/час. Компрессор
всасывает пар с температурой tKMl и давлением
ркщ, содержащий при малых перегревах
мелкие капли жидкого фреона.
Сухость всасываемого пара
х=-^, E)
где Gan—количество пара, всасываемого
компрессором, кг/час.
Энтальпия всасываемого пара
равна 1кщп ккал/кг, энтальпия жидкости,
содержащейся во всасываемом паре,—/Км1Ж ккал/кг.
Мощность, потребляемая
электродвигателем комп ре ссора, равна
N3 кет. Компрессор нагнетает пар
температурой ^км2, давлением ркщ и энтальпией 1КЩ.
Тепло, отводимое от
компрессора в окружающую среду, равно
QK0M ккал/час. В малых компрессорах
величина QK0>K относительно больше, чем в крупных.
Уравнение теплового баланса
х Ga /KMl п + A — х) Ga /KMlK-f 0,86 iV9 =
== ^а ^км2 "г У ко ж •
Отсюда ^
С/а [X \1Кщ ^KMj n) J" ( 1 X) \1кМ2 ""— ^KMj ж]] ==
= 0,86W9 —QK03K. F)
Здесь первый член в квадратных скобках
пропорционален количеству тепла,
полученного в компрессоре паром, второй—жидкостью.
В правой части уравнения F) стоит разность
энергии, подведенной к электродвигателю
компрессора и отведенной от компрессора в
окружающую среду.
Если компрессор работает влажным ходом
или в помещениях высокая температура,
возможны случаи, когда значение 0КОЖ
отрицательно, т. е. существует приток из
окружающей среды к фреону.
В случае всасывания пара без капель
жидкости х=1 и уравнение F) упрощается.
Из уравнения F) можно найти количество
тепла, проходящего через кожух компрессора.
При всасывании сухого пара
<2кэж = 0,86 N3 — Ga (/KMa — /КМ|). G)
На рис. 6 представлены величины QIO>I{,
подсчитанные по уравнениям F) и G) для
условий наших опытов. При всасывании сухого
пара и температуре конденсации 50° теплортда-

№ 5 Исследование теплового режима холодильной машины с герметичным компрессором 13
ча кожуха составляла 150—200 ккал/час, при
30° — 80—130 ккал/час. Если сухость пара
л;<1, то кривые круто падают.
Коэффициент теплоотдачи кожуха, условно
отнесенный к разности температур кожуха
tKOm и окружающего воздуха tB,
k —
^кожикож 'в)
ккал\м2час град jj (8)
при принудительном движении воздуха
увеличился в наших опытах с 12—14 до 29—30,
т. е. примерно вдвое.
Расчеты показывают, что тепловой режим
работы компрессора существенно зависит от
каждой из трех составляющих теплового
баланса компрессора: энергии, подведенной к
встроенному электродвигателю; тепла,
полученного циркулирующим фреоном; тепла,
отданного компрессором в окружающую среду
или полученного из нее.
При всасывании компрессором ФГ 0,7^3
перегретого пара без капель жидкости первая
величина достигала 400, вторая — 300, а
третья — 200 ккал/час.
При определении тепловой нагрузки
конденсатора следует учитывать теплообмен
компрессора с окружающей средой: нагрузка
конденсатора уменьшается [9] или увеличивается на
величину <2К0Ж.
Представим уравнение G) в безразмерном
виде
С/а(/кМ2 **KMj)
0,86 N3
0,86 N^
(9)
Первый член этого уравнения показывает,
какая часть энергии отдается фреону, второй—
какая часть отводится в окружающую среду.
Око:
Безразмерная величина
является
0,86 7V3
функцией отношения поверхности кожуха /гкож
к мощности электродвигателя N9. • Значения
этого отношения для нескольких герметичных
компрессоров представлены ниже:
(N3)hom .
' кож/(**э)н
0,25 0,35 0,55 0,9 1,1
1,0 0,9 0,6 0,4 0,3
С увеличением размеров машины доля
энергии, отдаваемой в окружающую среду, быстро
падает.
Чкож
200
750
10 /5 20 25 30 35 tK„rt0lt
Рис. 6. Количество тепла, проходящего через кожух
компрессора.
Выводы
Условия работы холодильной машины с
герметичным компрессором существенно
отличаются от обычных. Предложены уравнения,
характеризующие теоретический цикл такой
холодильной машины. Холодильный
коэффициент машины с герметичным компрессором
ниже, чем машины с открытым компрессором, а
коэффициент преобразования (при
использовании герметичного компрессора в тепловом
насосе) —выше.
Проведено экспериментальное исследование
температурного режима герметичного
компрессора. Установлено, что температуры
деталей герметичного компрессора, фреона и масла
зависят в первую очередь от сухости
всасываемого пара. При сухости, равной единице,
т. е. всасывании перегретого пара без капель
жидкости, эти температуры можно
представить в виде линейной функции от температуры
конденсации и перегрева всасываемого пара.
Составлены уравнения теплового баланса
герметичного компрессора. Тепловой режим
работы компрессора существенно зависит от
каждой из трех составляющих баланса:
энергии, подведенной к встроенному
электродвигателю; тепла, полученного циркулирующим
фреоном; тепла, отданного компрессором в

14 Эффективность регенеративного цикла в малой фреоновой холодильной машине Д|о 5
окружающую среду или полученного из нее.
Приведены экспериментальные данные о
теплообмене компрессора с окружающей
средой.
ЛИТЕРАТУРА
1. Энциклопедический справочник «Холодильная
техника», тг. I—III, Госторгиздат, 1960—1962.
2. И. X. 3' е л и к о в с к и й, И. А. Э л ь к и н,
Герметичные холодильные машины, Госторгиздат, 1961.
3. В. Б. Якобсон, Герметичные фреоновые
компрессоры, «Холодильная техника», 1961, № 5.
4. ГОСТ 9666—61, Компрессоры поршневые герметич-
Действительный рабочий цикл малой
фреоновой (ф-12) холодильной машины отличается
от теоретического тем, что в выходящем из
испарителя перегретом паре содержатся капли
жидкости [1]. Это объясняется в первую
очередь применением в качестве испарителей не-
затопленных прямоточных змеевиков. Если
регулировать заполнение испарителя так, чтобы
из него выходил только перегретый пар, то
происходит значительное уменьшение общего
коэффициента теплопередачи аппарата
(поскольку часть теплопередающей поверхности
будет работать неэффективно) и снижение
холодопроизводительности машины.
Всасывающие трубопроводы малых
холодильных машин обычно не изолируются,
поэтому всасываемый компрессором пар может
сильно перегреваться вследствие притока
тепла из окружающей среды.
Количество масла в циркулирующем
фреоне при нормальной зарядке системы не
превышает 1°/о. Следовательно, при анализе
эффективности действительного регенера^тивного
цикла в малой фреоновой холодильной
машине влиянием масла можно пренебречь.
Учитывая эти особенности действительного
цикла, рассмотрим влияние перегрева
всасываемого пара и уноса жидкости из испарителя
на эффективность работы машины в целом.
ные фреоновые малой холодопроизводительности.
Основные параметры.
5. ГОСТ 6492—61, Компрессоры поршневые
холодильные производительностью 4000 ккалрчас и более. Типы и
основные парг-.метры.
6. В. Б. Якобсон, Испытание герметичных
компрессоров на фреоне-22, «Холодильная техника», 1960,
No 3.
7. В. Б. Якобсон, Испытание малых компрессоров
на фреоне-22, Отчет ВНИХИ, 1958.
8. В. М. Ш а в р а, Влияние перегрева всасываемого
пара на работу фреонового компрессора, «Холодильная
техника», 1963, № 1.
9. Д. М. Иоффе, Разработка градации
конденсаторов для герметичных агрегатов, Отчет ВНИХИ, 1962.
Циклы малой фреоновой холодильной
машины( без учета уноса жидкости из
испарителя) показаны на рис. 1.
При отсутствии теплообменника рабочим
циклом машины будет цикл /—2—3—4—4'—
—Г—/. Перегрев пара (Ti—Го) * зависит от
настройки ТРВ и теплопритоков из окружак>
щей среды.
Цикл 1"—2"—3—4—6—6'—1'—1"
характерен для машины с регенеративным
теплообменником, где в результате перегрева пара
( 7V—Тг) происходит охлаждение жидкости
перед регулирующим вентилем (Т—Ге),при этом
П= ти.
Здесь же показан случай полной
регенерации, когда пар перегревается до температуры
конденсации Т, а жидкость охлаждается до
состояния 7.
Если ввести величину относительного
перегрева пара Р = 1 ~~ ° , а также
воспользоваться методом термодинамического анализа
потерь в циклах холодильных машин с
помощью безразмерного критерия К =
* Обозначения соответствуют принятым в
литературе [2].
Эффективность регенеративного цикла в малой
фреоновой холодильной машине
Инж. В. М. ШАВРА — Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности

J^0 5 Эффективность регенеративного цикла в м.алой фреоновой холодильной машине 15
т\
т
h
\ ьГ^К^
41 J\s^
1/1 \ 1
\ V Г \\
ЛN v
\аГк \ \ у
\h'6' 4* г\
¦Я
7",' 1
1
tr 7"
7* V
7 '*
Рис. 1. Циклы малой
фреоновой холодильной машины,
работающей с перегревом
всасываемого пара.
и симплексов Л
Сх"
Сх'
П — р
Сх'
М
т*
[2], то можно написать следующее
выражение холодильного • коэффициента цикла
1—2—3—4—4'—1'—I (без регенерации, но с
перегревом пара и адиабатическим сжатием):
X
A)
к-
м
2
К - 1 4- Л! Р
™(,,+,)+л,р(?&±±>+,1
1*1 — 1 L" P-i — ! J
X
^о
г-г0
Если же компрессор засасывает сухой
насыщенный пар, то Р = и выражение A) для
цикла Г—2'—3—4—4'—Г принимает вид
К-1
м , „ лм
К- — -(•* + !)
2 ^j —
т-т0
Aа)
Таким образом, уравнение Aа) для случая
всасывания сухого насыщенного пара [2]
можно рассматривать как частный случай
уравнения A). Аналогично для
регенеративного цикла Г—2"—3—4—6—6'—Г—Г
К - П, + Л, Р'
X
ра
м
Здесь:
: н-1
X
Р' =
ЛМ Г2(?,+ 1)
г,-г0
т-т0
и Р" =
H-i — 1
Ti—T0
B)
Т\—То — перегрев пара в испарителе;
7V — Т0—общий перегрев в испарителе и
теплообменнике.
Для цикла Г—2"'—3—4-7-Т—Г—V" с
полной регенерацией 7\» = Ги Р"=1.
При этом
ср(Т-Т1) = сг(Т-Ти),
откуда
Г-ГВ = -?(Г —7\)=-Лг1Г-7\)
Сх'
т-т0 х г-т0
Далее
К — nu-f ЛхР'^К- 1 + П + Л!Р' =
= к-1+л1G,-Г;^^-Го)=к-1 + л1
и тогда холодильный коэффициент
_к —! +-л,
?ра
К
2
лм
и-
X
Г0
2(з,-Ц1)
Рч
1
+ 1
-X
т-т0
Bа)
Уравнение Bа) совпадает с уравнением D0)
в работе [2].
Для оценки эффективности процесса
регенерации, при отсутствии потерь в
окружающую среду, рассмотрим степень обратимости
циклов.
Степень обратимости циклов (см. рис. 1),
при постоянной температуре источников Г и
Го, определяется [2] величиной т\ — —.
Сопоставляя степени обратимости циклов с
регенерацией т)ра и без регенерации г], .«южно
так же, как и для цикла с всасыванием сухого
насыщенного пара, установить, что т?ра>т],
если
1 2(ес-М) , j
Следовательно, всасывание сухого
насыщенного или перегретого пара не влияет на
эффективность регенерации.
Результаты расчетов по формулам A), Aа),
B) и Bа) показывают, что для машины,
работающей на фреоне-12 при стандартном
режиме (Г = 303° и Го = 258°), величина
холодильного коэффициента цикла
V=eT = Spaeepa=4,77.
При отсутствии потерь в окружающую
среду циклы теоретически почти равноценны и

16 Эффективность регенеративного цикла в малой фреоновой холодильной машине № 5
для ряда других фреонов, у которых сх* <[ О
[3].
В действительных условиях работы малых
фреоновых холодильных машин регенерация
дает положительный эффект в результате
сокращения потерь от теплопритоков снаружи.
Эффект регенерации может быть определен
следующим образом:
Двпр=^^.100%. C)
?т
В обычных эксплуатационных условиях,
когда холодильный агрегат не встроен в
охлаждаемый объект и длина всасывающего
трубопровода равна 3—5 м, перегрев всасываемого
пара составляет 20—30°. Таким образом,
температура всасываемого пара 7V будет
примерно одинаковой как при наличии
регенеративного теплообменника, так и без него.
При одинаковой степени перегрева всасы-
~ 7V —¦ Т0
ваемого пара Р= — и при условии,
Т— Т0
что в первом случае ( 4 ) перегрев 7V—Т0
происходит в результате теплопритоков из
окружающей среды, а во втором ( ?ра) —
вследствие этого перегрева охлаждается жидкость
Т*—Гб и соответственно увеличивается холо-
допроизводительность цикла, эффективность
регенерации будет равна
Д?гш = ?—^i = П юо о/ (За)
пр К-1 + Л1Р/ К-Ц-Л^' /0V ;
или
= Jli^xo 10Qo, C6)
Определим величину А епр для малой
фреоновой холодильной машины, работающей
в стандартном режиме, приняв температуру
всасываемого пара 7V = 288° A5°С). Общий
перегрев 7V — Т0 = 30°, перегрев пара в
испарителе Ti—Го = 2° и перегрев в
теплообменнике или вследствие теплопритоков снаружи
Tv—T1 =28°.
Для указанных условий JIi — 0,652, К^З^З,
Р' = 0,0445, Рто - 0,62 и Asnp « 15Vo.
С увеличением разности температур Т—Го
эффективность регенерации возрастает, так
как критерий К уменьшается.
Так, если температура конденсации будет не
30, а 45°, то, при тех же величинах
относительного перегрева Р' и Рт0, А гпр ^ 22fVd.
В этом случае, по сравнению со
стандартными условиями, эффективность регенерации
будет примерно в 1,5 раза больше.
Таким образом, в малых фреоновых
холодильных машинах с воздушными
конденсаторами, работающих, как правило, при более
высокой температуре конденсации, чем
машины с водяными конденсаторами, применение
регенеративных теплообменников наиболее
целесообразно. Между тем, большинство
машин с воздушными конденсаторами
выпускаются без теплообменников.
Проанализируем эффективность
регенерации в случае наличия во всасываемом паре
капель жидкости.
До поступления в цилиндр компрессора (при
отсутствии теплообменника) капли жидкости
могут испаряться вследствие теплопритоков к
всасывающему трубопроводу из окружающей
среды. Если теплоприток незначителен (при
малой длине трубопровода), то капли
испаряются при прохождении через всасывающий
канал компрессора, так как последний не имеет
охлаждающей рубашки, а теплопритоки со
стороны нагнетания на сторону всасывания
довольно велики. Таким образом, можно считать,
что в цилиндр компрессора капли жидкости
уже не попадают и процесс сжатия в
теоретическом цикле начинается от точки,
находящейся на верхней пограничной кривой.
Циклы малой фреоновой холодильной
машины при уносе жидкости из испарителя
показаны на рис. 2.
Рис. 2. Циклы малой
фреоновой холодильной
машины при уносе
жидкости из испарителя.
Рабочий цикл машины без регенерации
1—2—3—4-4'—Г—1.
Холодильный агент выходит из испарителя
в виде смеси перегретого пара и капель
жидкости. Состояние пара соответствует точке п,
капель жидкости — точке О.
Равновесное состояние энтальпии этой
смеси обозначено на рисунке точкой Г. Имея в ви-

Ко 5
Эффективность регенеративного цикла в малой фреоновой холодильной машине
17
тур
при малой разности темпера-
Тп— Го, можно написать уравнение
iv = Xi>ia+(l — Xv)i6,
D)
из которого определяется величина сухости
пара Xv
Xv=-
iv — iQ
Da)
Холодопроизводительность цикла /—2—3—
—4—4'—Г—1 равна
Чож = г0- Xv — cX'(T— Т0).
После преобразований и подстановки
критерия К и симплексов Л и М получим
выражение для холодильного коэффициента
?w =
К*! г
-f
-(¦*+!)
ЛМ
Т-Т«
E)
Рг
В случае регенеративного цикла 1—У"—2"—
—3—4—6—6'—1 в теплообменнике
происходит доиспарение жидкости Г—1 и перегрев
пара /—1". При этом жидкость, поступающая к
регулирующему вентилю, охлаждается от
состояния 4 до состояния 6. Перегреву пара
1—1" соответствует охлаждение жидкости
5-6.
Как было отмечено, регенеративный
теплообмен между перегретым паром и жидкостью
не приводит к увеличению холодильного
коэффициента цикла- Поэтому рассмотрим цикл
1—2—3—4—5—5'—1, в котором жидкость
охлаждается D—5) только за счет испарения
Холодильный коэффициент этого
регенеративного цикла
К-1
Го
сжр
М
-<«*+!)
ЛМ
н-1
Г-Г0
F)
Определим величины холодильных
коэффициентов и степени обратимости для
рассмотренных циклов при Xv =0,9 и Xv = 1.
При Г=303° и Го=258° значения К=3,726;
М=0,92; Л1 = 0,652; Л = —0,113.
Результаты расчетов приведены в табл. 1.
Степень эффективности регенерации может
быть выражена в виде
Д?жр =
ьжр "
100%.
Подставив соответствующие выражения из
формул E) и F), получим
Агжр =
К-1 - Kxv + 1
Кхг - 1
КA-*г)
Kxv - 1
100%.
G)
Таблица 1
Величины
Сухость пара . .
Холодильный
коэффициент цикла .
Степень
обратимости
Циклы (см. рис. 2)
Г-1-2—3—
-4-4'—1
л:, = 0,9
8Ж=4,П
т)ж = 0,718
1-2-3—4-
-5-5'-1
*жР = 4,772
*1жр = 0»832
Для условий, соответствующих указанным в
табл. 1, имеем
~жр '
Ю%.
Результаты расчетов величины Дежр,
по данным испытаний компрессора 2ФВ-6,5
[4], приведены в табл. 2 (хкщ — сухость
всасываемого пара и 0км, — его перегрев).
t.
-5
1 —15
-25
—30
к
4,67
3,73
3,12
2,89
Т<
х при © =5°
KMj KMi
0,975
0,945
0,855
0,755
а блиц а 2
Ае , °/0
жр °
3
10
27
60
Разница между величинами Дежр и АА'е
по экспериментальным данным [4] составляет
не более 10°/о при перегреве всасываемого
пара до сухости xKMl = 1.
Общий эффект регенерации в цикле малой
фреоновой холодильной машины будет равен
Дер = А?пР + А?жр.
Потери, связанные с уносом жидкости из
прямоточного испарителя малой фреоновой
холодильной машины, можно было бы также

18 К построению оптимальной ступенчатой системы управления холодильной установкой № 5
ликвидировать с помощью отделителя жидко- с
сти. Однако при использовании регенератив- i
ного теплообменника компенсируются потери, (
эквивалентные А епр, и вследствие роста пе- i
регрева увеличивается коэффициент подачи г
компрессора, так как уменьшается
теплообмен между всасываемым паром и поверхно- \
стью цилиндров. г
1
Выводы /
I
Введение процесса регенерации в цикл малой
фреоновой холодильной машины позволяет
существенно повысить ее эффективность бла- i
годаря сокращению потерь, связанных с
уносом из испарителя части жидкости и с
перегревом всасываемого пара вследствие теп- '
лопритоков из окружающей среды. ,
При стандартных условиях G — 303°, То =
= 258° и 7KMl = 288°) увеличение холодильно- ^
го коэффициента регенеративного цикла
малой фреоновой холодильной машины в ре-
Ступенчатые или многопозиционные
системы находят широкое применение в схемах
автоматического регулирования температуры
кипения холодильного агента и температуры
рассола в крупных холодильных установках с
несколькими объектами. Как правило, такие
системы содержат либо несколько компрессоров,
либо один компрессор со ступенчатым
регулированием холодопроизводительности.
Автоматическое управление подобной системой
обеспечивает изменение
холодопроизводительности в соответствии с тепловой нагрузкой. При
этом, как правило, поддерживаются заданные
значения температуры кипения или рассола.
Ступенчатые системы могут быть
статическими [1, 2] и астатическими [3, 4]. Таким
системам присущ общий недостаток: при малых
и средних нагрузках установка работает при
температурах кипения более низких, чем
необходимо. Это вызывает перерасход
электроэнергии.
зультате сокращения потерь от перегрева
всасываемого пара составляет около 1Э°/о, а
благодаря сокращению потерь,
обусловленных всасыванием влажного пара [xKUl = 0,9),
примерно 16fV<j.
Эффективность регенерации возрастает с
увеличением разности температур Т—Го,
поэтому введение процесса регенерации
особенно целесообразно для малых фреоновых
холодильных машин с воздушными
конденсаторами.
ЛИТЕРАТУРА
1. В. М. Ш а в р а, Влияние перегрева пара, выходящего
из испарителя, на работу малой холодильной машины,
«Холодильная техника», 1962, № 6.
2. Л. М. Р о з е н ф е л ьд, А. Г. Т к а ч е в, Холодильные
машины и аппараты, Госторгиздат, I960.
3. И. С. Б а д ы л ь к е с, Рабочие вещества и процессы
холодильных машин, Госторгиздат, 1962.
4. В. М. Ш а в р а, Влияние перегрева всасываемого
пара на работу фреонового компрессора, ,«Холодильная
техника», 1963, № 1.
Для устранения этого недостатка в работах
[5, 6] предложена схема зависимого
регулирования, позволяющая при уменьшении тепловой
нагрузки автоматически изменять уставку
реле давления так, чтобы повысить давление
кипения.
, В данной статье показан один из
возможных принципов построения оптимальной в
энергетическом отношении системы
регулирования.
Предварительно рассмотрим работу обыч-
\ ной ступенчатой системы регулирования тем-
г пературы кипения при использовании трех
компрессоров одинаковой производительности.
Принципиальная схема такой системы
представлена на рис. 1.
к В объекте регулирования, в данном слу-
i чае — в насосно-циркуляционной
испарительной системе, требуется автоматически
регулировать температуру кипения to. Это
осуществляется с помощью температурных реле РТ,
К построению оптимальной ступенчатой системы
управления холодильной установкой
Инж, В. С. УЖАНСКИЙ — Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности

JJo 5 К построению оптимальной ступенчатой системы управления холодильной установкой \Q
Рис. 1. Принципиальная схема ступенчатой
системы регулирования температуры
кипения:
/ — нагнетательный трубопровод, 2 —
всасывающий трубопровод, 3—трубопровод от
охлаждающих устройств, 4 — отделитель
жидкости, 5 — циркуляционный ресивер,
6 — трубопровод к аммиачному насосу,
КМ — компрессоры, РТ — температурные
реле.
число которых равно числу ступеней
регулирования (в простейшем случае — числу
компрессоров).
Условимся о следующих допущениях:
— нагрузка на систему и температуры
конденсации и жидкости перед регулирующим
вентилем изменяются медленно по сравнению
с процессами регулирования;
— инерционность холодильных камер или
других объектов намного больше
инерционности испарительной системы;
-- наибольшее количество тепла,
передаваемое охлаждающими устройствами за единицу
времени, определяется по формуле
где: kF — характеристика испарительной
системы;
tB — температура воздуха в камерах;
to — температура кипения.
На рис. 2,а показан график работы
статической системы. Линия Q0.y max проведена
в соответствии с уравнением A), линии QKm,
Qkm и Яма представляют собой холодопроиз-
водительности при одновременной работе
соответственно одного, двух и трех
компрессоров1.
На оси U отложены температуры включения
tBKJl и выключения 4ыкл управляющих реле
с таким расчетом, чтобы рабочая точка не
была Правее ЛИНИИ Уо.у max. Каждое из последую-
1 Зависимость холодопроизводительности
компрессоров от температуры кипения условно представлена в
виде прямых. Характер построения не изменится при
точном воспроизведении зависимостей.
щих реле настраивается с минимально
возможным сдвигом по отношению к
предыдущему, при этом
/1
^вк
^ВЫКЛ *^ •'В
. Ь-ВКЛ \ ''ВКЛ »
\ ь-ВЫКЛ
При малой нагрузке компрессор № 1
работает циклично, включаясь при t0 = tBKJl и
отключаясь при t0 = ?выкл, а при полной
нагрузке (Qa) он начинает работать
непрерывно. При дальнейшем повышении нагрузки
рабочая точка перемещается по линии QKM.
Когда нагрузка станет равной Qb, в работу
I U ДГ.1 Л Ш.
а
**Ь
Рис. 2. График работы статической (а) и
астатической (б) ступенчатых систем
управления.

20 К построению оптимальной ступеням ой системы управления холодильной установкой ДО, 5
включается компрессор № 2, который
работает циклично до тех пор, пока нагрузка не
достигнет величины Qc, затем он также
переходит на непрерывную работу. Аналогично при
Qd начинается цикличная работа
компрессора № 3, которая продолжается при
повышении нагрузки до Qe -
Затем, вплоть до достижения максимальной
нагрузки Qf , все три -компрессора работают
непрерывно. С уменьшением нагрузки процесс
отключения компрессоров происходит в
обратном порядке.
Области цикличной работы компрессоров
на рис. 2 заштрихованы.
Аналогично построен график для
астатической системы (рис. 2,6), которая отличается
тем, что
^ вкл <\ ^вкл *^ ^вкл t
''ВЫКЛ ^ ''ВЫКЛ ^ ь-ВЫКЛ •
В частном случае, как показано на рис. 2,6,
система может состоять из реле, настроенных
на одну среднюю температуру, но имеющих
разные дифференциалы.
При малой нагрузке компрессор № 1
работает циклично, включаясь при Ьъкл и
выключаясь При ^выкл • Когда нагрузка станет равной
Qa , этот компрессор переходит на
непрерывную работу. Рабочая точка оказывается на
линии QIm и при повышении нагрузки
перемещается по ней вправо.
При нагрузке Qb, когда ?0.= thKJl) начинает
работать компрессор № 2- Вызванное этим
понижение температуры (tQ = tUUKJl) приводит
к остановке компрессора № 1.
Температура вновь повышается, в
результате чего компрессор № 1 опять включается и
работает циклично, а компрессор № 2 остается
постоянно включенным. При нагрузке Qc °ба
компрессора работают непрерывно, а при Qd
начинает непрерывно работать и компрессор
№ 3. при этом компрессор № 1 вновь
переходит на цикличный режим. В пределах от Qe
до Qf все три компрессора работают
непрерывно.
Нетрудно проследить процесс постепенного
отключения машин при уменьшении нагрузки.
При нагрузке Qg останавливается
компрессор № 1, а при Qh— компрессор № 2.
Компрессор № 1 вновь начинает работать
циклично при понижении нагрузки до Q{. Когда
нагрузка станет равной Qk, отключается
компрессор № 3, а компрессор № 1 продолжает
работать циклично.
Рис. 3. График работы оптимальной
статической системы управления.
Сравнивая рассмотренные системы, можно
утверждать, что в энергетическом отношении
астатическая система более выгодна, так как
при прочих равных условиях на малых и
средних нагрузках она работает при более
высоких температурах кипения, чем статическая.
Однако и с помощью астатической системы
не исчерпываются все возможности
повышения энергетической эффективности установки.
В связи с этим представляет интерес
оптимальная система, график работы которой
представлен на рис. 3.
Температурные реле, управляющие такой
системой, настраиваются так, чтобы
прямоугольники, ширина которых равна
дифференциалам реле, КасаЛИСЬ бы ЛИНИИ Qo.y.max,
однако они не должны быть правее этой
линии. При этом выполняются условия
&ВКЛ ^ ''ВКЛ ^ «'ВКЛ*
*-ВЫКЛ у^ «'ВЫКЛ ^ *ВЫКЛ •
При такой настройке температура кипения
с уменьшением нагрузки повышается, что
позволяет получить наиболее выгодные,
оптимальные, режимы. Экономичность системы тем
больше, чем меньше дифференциал реле и чем
большее число ступеней составляет систему.
Для реализации такой системы необходимо,
чтобы при малых нагрузках циклично работал
только компрессор № 1, а остальные были
отключены. По мере роста нагрузки к системе

Jfo 5 К построению оптимальной ступенчатой системы управления холодильной установкой 21
должны присоединяться новые компрессоры, а
ранее подключившиеся должны продолжать
работать непрерывно.
Выполнить такие требования обычным
путем не представляется возможным, так как
переключения со ступени на ступень
осуществляются в зависимости от нагрузки.
Непосредственное измерение нагрузки
достаточно сложно, поэтому необходимо
использовать косвенные методы ее определения.
Рассмотрим два таких метода — по времени
и температуре.
Первый из них основан на том, что с
изменением нагрузки на систему меняется
длительность ^рабочей и нерабочей частей цикла-
В работе [7] показано, что для простейшей
двухпозиционной системы первого порядка
1 1 1 —а + Р
х2 = -Г21п^, C)
где:
^ 2^о2 (оо) — /вкл — /вы к л
а = — f
в '
ft'— л — ^выкл
Р~ 2В
0 = to2 (СЮ) — t0i (СЮ),
а — коэффициент нагрузки системы,
Р — коэффициент чувствительности
реле,
Ti и Т2 — постоянные времени объекта при
охлаждении и нагревании,
tQl[co) и t07(co)— предельные установившиеся
температуры при охлаждении и
нагревании.
Ступенчатую систему можно рассматривать
как комбинацию нескольких двухпозицион-
ных систем. Поэтому выражения B) и C)
могут быть применены для любой из ступеней.
В качестве примера приведем порядок
расчета величин, входящих в эти выражения, для
двух нагрузок Qr и Qs (см. рис. 3).
Нагрузка Qr соответствует режиму, в
котором непрерывно работает компрессор № 1
и циклично — компрессор № 2.
Если принудительно включить компрессор
№ 2, то рабочая точка будет стремиться в
положение п, которому соответствует
предельная температура при охлаждении
tol(co) = tn.
Наоборот, при отключении компрессора
№ 2 температура стремится к верхнему
пределу
to2 (oo)=tr2.
Отсюда следует, что для нагрузки Qr
При нагрузке Qs нижняя предельная
температура
t0l (оо) = tsi,
а верхняя
^о2 (оо) = tS2 = tB.
Это следует из того, что температура
кипения не может быть выше температуры воздуха
в камере.
Исходя из условия, что инерционность камер
значительно больше инерционности
испарительной системы, можно в ограниченном
отрезке времени считать tB = const.
Из сказанного вытекает, что
Vs == Гв t$i .
Следовательно, путем простого
графического построения для любой нагрузки можно
определить перепады 0, а затем и величины а
и р.
Нетрудно убедиться в том, что при
увеличении нагрузки, например во II ступени,
величина ti также увеличивается и при Qc, когда
t0l (оо) = ?выкл, длительность тх = оо.
Наоборот, при уменьшении нагрузки до Qb» при
которой ^02 (°°) = ^вкл, интервал т2 = оо.
Это обстоятельство может быть
использовано для осуществления оптимальной
ступенчатой системы. Для этого необходимо
применить специальное устройство, измеряющее
длительность рабочей и нерабочей частей в
каждом цикле. Когда величины ti или Т2
достигают заранее заданных значений, это
устройство деблокирует следующую ступень, а
данную включает на непрерывную работу. В
качестве такого контролирующего устройства
можно использовать реле времени со сбросом
в каждом цикле.
Уставка реле времени выбирается в 3—5
раз большей средней продолжительности ti
или Т2. Срабатывая, это реле производит
необходимое переключение ступеней. Чтобы
избежать немедленного включения последующей
ступени, реле должны настраиваться
«внахлестку», т. е. так, чтобы
л ^ л\ л\ ^ ли
?ьыкл \ ^ькл > ^выкл \ f вкл И Т. Д.
При использовании температурного метода
необходимо иметь, кроме управляющих реле,
блокировочные температурные реле, число
которых на единицу меньше, чем управляющих
Для переключения, например с I ступени на
II, необходимо, чтобы температура
повысилась до tbKJi 5„ а с II на ИГ ступень — ^ВКл 52(см.

22 К построению оптимальной ступенчатой системы управления холодильной установкой № 5
рис. 3)- При обратном переходе с III на II
ступень температура снижается до ^выкл а2, а со
II На I — ДО ?быкл 8,-
Однако из графика видно, что при
повышении нагрузки рабочие точки оказываются
правее линии Q0 у max, что недопустимо по
условиям работы охлаждающих устройств.
При уменьшении нагрузки температуры по-
нижаются до tBblKJl 8l и tBblKJl б2, что
допустимо, но связано с ухудшением энергетических
показателей.
Можно построить смешанную систему, в
которой, например, переключение со ступени на
ступень при повышении нагрузки
производится по времени, а при понижении — по
температуре.
На рис. 4 приведен вариант упрощенной
электрической схемы, с помощью которой
реализуется смешанная ступенчатая система
управления.
Компрессоры управляются тремя рабочими
реле температуры РТ1, РТП и РТШ/ двумя
блокирующими температурными реле PTs, и
РТ§а и реле времени РВ. Кроме того, в схему
входят реле пуска компрессоров РП1., РПП и
РПШ. Для уменьшения числа контактов в
схеме применены вентили.
При малой нагрузке работой управляет ре-^
ле РТ1, которое при повышении температуры
до tBKJl через реле РП1 включает компрессор
№ 1 (на схеме не показан), а при понижении
до ?выкл — выключает его. При этом контакт
РПл-1 питает реле времени РВ в течение
рабочей части каждого цикла.
<г>
1Р.-1 fs. РПЧ
"^ГГ^1—II—
i?
1Р-2 ' рп*-1
irrvHr
рв-1
Чй1
РВ
ртЩ+
РП1
лЛА-
1Р-3
1Р
¦лЛАп
^+2Р-7
4>и
ТГ
РТ
2Р-2
т±
1Р-4
РП
¦W^pf,
•ш
2Р
wvs
АГ^РТ^
РТ
Рис. 4. Упрощенная электрическая схема
оптимальной смешанной ступенчатой
системы управления.
Уставка реле времени выбрана такой, что
при нормальных нагрузках оно не успевает
сработать.
С повышением нагрузки рабочая часть
цикла удлиняется, в результате чего РВ
срабатывает и включает промежуточное реле
IP. Последнее блокируется через контакт
1Р-2 и этим же контактом включает
компрессор № 1 (реле РП1) на непрерывную работу.
Тот же контакт 1Р-2 через 2Р-1 включает реле
РТ11 второй ступени, которое, работая
циклически, управляет компрессором № 2 через
реле РПи.Реле времени получает периодические
импульсы через контакт РПп-1,
контролируя длительность рабочей части циклов II
ступени.
При перегрузке II ступени рабочая часть
цикла удлиняется и реле времени вновь сраба- ;
тывает, на этот раз включая на непрерывную \
работу компрессор № 2 и подготавливая цепи
для управления следующим компрессором.
При большем числе ступеней управление
осуществляется аналогично.
С уменьшением нагрузки вначале при
температуре ?шкл8а размыкает свой контакт
реле РТа2, деблокирующее компрессор № 2, а
затем при ^выкл 8, — реле PTs,,
деблокирующее компрессор № 1.
Выводы
Разработана методика расчета ступенчатых
систем управления холодильными
установками.
Показано, что обычные статические и
астатические системы не обеспечивают работу
установки на наиболее выгодном режиме.
Предложен способ оптимизации управления
холодильной установкой с помощью
несложной электрической схемы.
ЛИТЕРАТУРА
1. В. С. Щербаков, Типовые схемы автоматизации
холодильных установок с одним—тремя агрегатами,
«Холодильная техника», 1955, № 3.
2. В. С. У ж а н с к и й, О статическом ступенчатом
регулировании, «Холодильная техника», 1961, № 6.
3. В. С. Щербаков, Типовые схемы автоматизации
холодильных установок с астатическим шаговым
регулированием, «Холодильная техника», 1955, № 4.
4. Л. В. Коломенский, Астатическое ступенчатое
регулирование температуры кипения, «Холодильная
техника», 1962, № 6.
5. В. Б. Якобсон, Автоматизация холодильных
установок на холодильниках, «Холодильная техника»,
1955, № 2.
6. В. Б. Якобсон, Автоматизация холодильных
установок, Госторгиздат, 1962,
7. В. С. У ж а н с к и й, Расчет автоколебаний в двухпо-
зиционных системах при помощи обобщенных
нагрузочных характеристик, «Холодильная техника», 1963,
№ 2,

Экспериментальное исследование двухступенчатого
компрессора с отношением объемов ступеней 1:1
Канд. техн. наук Л. 3. МЕЛЬЦЕР, инженеры Г. А. ВИХОРЕВ, В. Л. КОМИССАРЕНКО,
Р. В- СРИИИВАСАИ — Одесский технологический институт пищевой и холодильной промышленности
Для получения температур кипения от —40
до —80° применяются сложные двух- и
трехступенчатые или каскадные холодильные
машины. Однако, если потребная холодопроиз-
водительность невелика или холод нужен
эпизодически, то на первый план выдвигается
требование простоты конструкции. В этих
случаях следует отдавать предпочтение
холодильным машинам с компрессорами
одноступенчатого сжатия, приспособленными для получения
низких температур. Такой компрессор —
ФУ-8с — разработан ЦКБХМ на базе
серийного компрессора ФУ-8 [1]. При этом
конструктивные изменения были направлены на
уменьшение мертвого объема и депрессии во
всасывающих клапанах.
Нами была исследована еще одна
возможность получения низких температур с
помощью компрессора ФУ-8. Поскольку каждый из
блоков цилиндров этого компрессора имеет
самостоятельные всасывающие и нагнетательные
вентили, то можно весьма легко приспособить
его для двухступенчатого сжатия, причем
отношение часовых объемов ступеней
получается равным 1:1.
Такое соотношение объемов в идеальном
компрессоре (без объемных потерь) приводит
к равенству промежуточного давления и
давления всасывания, а следовательно, к
фактическому выключению из работы ступени
низкого давления (сжатие будет происходить
только в ступени высокого давления). В
действительном же компрессоре, даже при
отношении часовых объемов 1:1, в некоторых
случаях можно получить удовлетворительное
распределение общей степени сжатия между
ступенями.
Рассматривая характеристики
двухступенчатых холодильных машин в зависимости от
выбранного отношения часовых объемов
ступеней, можно установить следующее.
Величина промежуточного давления рпр
определяется отношением часовых объемов
ступеней С = ——: чем больше ?, тем ниже
рпр. Величина ?, однако, не может быть
выбрана любой. Диапазон возможных изменений
ее ограничивается условием ри ^ рпр !> р0.
Для схемы двухступенчатого сжатия с
одноступенчатым дросселированием величина Z
может быть определена исходя из того, что
весовая производительность ступеней одинакова
С:
^•в ^вс. i
A)
Здесь: Хн и Хв
коэффициенты подачи
ступеней низкого и высокого
давления;
^гсн и т>ЕСв — удельные объемы пара на
входе в ступени низкого и
высокого давлений.
Полагая последовательно рПр=Рк и /7пР=/7о»
получим два крайних случая, когда во всем
диапазоне давлений работает только одна
ступень компрессора — низкого или высокого
давления.
В первом случае следует принять К .== 1,
тогда
Х'1*
^min — ^ "
*>вс. н \ Рк ,
во втором случае: \ =1, vBCB = vBC.H) тогда
1
Чпах **" s , '
B)
гда
C)
Здесь: %'
*> „ —
коэффициент подачи
одноступенчатого компрессора при от-
рк
ношении давлении —;
Ро
удельный объем пара на выходе
из компрессора при сжатии в
одной ступени от р0 до рк\
показатель политропы сжатия в
компрессоре.
Для рассмотренной схемы относительная
величина объемных потерь в компрессоре
характеризуется коэффициентом подачи X,
представляющим собой отношение часовых
объемов идеального и действительного
компрессоров, при условий, что.производительность их
одинакова. При этом в качестве часового объе*

24 Экспериментальное исследование двухступенчатого компрессора с отношением объемов ступеней 1:1 № 5
ма действительного компрессора принимается
сумма часовых объемов обеих ступеней
\ =
'hi
1
D)
Vhs+Vhn "" 1 + С 1 '
Величины Хн и С не являются независимыми.
При повышении ? снижается /?пр и поэтому
увеличивается Хн- Такой характер
зависимости между Хн и С позволяет предположить,
что при некотором значении ? величина X
достигает экстремального значения.
Приняв, что ? равно минимальному и
максимальному значениям, по формуле D)
получим
C = Cmin, когда (рп?=рк)
—, ¦ E)
при
Х =
"'?Г+'
при
С=Стах, КОГДа (рП?=р0)
X'
х =
1
(«)
+ 1
Анализируя формулы E) и F), можно
установить, что на границах диапазона изменения
? коэффициент подачи двухступенчатого
компрессора будет хуже, чем одноступенчатого.
На рис. 1 показан примерный характер
изменения X от ?. Если заданная величина ?
окажется в пределах ?i < ? < ?2, то объемные
характеристики двухступенчатого компрессора
будут лучше, чем одноступенчатого.
Проведенные нами предварительные
расчеты показали, что при температуре кипения
—40 ч 80° двухступенчатый компрессор на
базе ФУ-8 с отношением часовых объемов 1 : 1
и относительным мертвым объемом 4,5-f-5,0°/o
имеет лучшие показатели, чем одноступен-
Л/мит- \
А
го
1
А
—т |
... 1 1
^^п^с
1 i
!
Л'
А/*
Ътш ?»
Г«г h
Рис. 1. Характер зависимости коэффи-
циента подачи А от отношения
объемов ступеней С"
чатыи, хотя это отношение и отличается от
оптимального.
Эти расчеты были, однако, приближенными,
так как отсутствовали экспериментальные
данные о работе цилиндра компрессора в качестве
ступени низкого давления. Поэтому было
решено провести экспериментальное
исследование двухступенчатого компрессора на базе
ФУ-8 (отношение часовых объемов 1:1),
работающего в схеме с одноступенчатым
дросселированием.
Для этой цели был создан
экспериментальный стенд, схема которого показана на
рис. 2,а. Цикл работы в s, Г-диаграмме
изображен на рис. 2,6.
faj.4
Рис. 2. Схема экспериментального
стенда (а) и никл работы в s, Г-диа-
грамме (б): КМ — компрессор ФУ-8,
Л — ступень низкого давления, Б —
ступень высокого давления, AiO —
маслоотделитель, КД —- конденсатор,
РХ — объемный расходомер, КЛ —
электрокалориметр, ФО — фильтр-
осушитель, РВ — регулирующий
вентиль, РМ — ртутный манометр.

№ 5 Экспериментальное исследование двухступенчатого компрессора с отношением объемов ступеней 1:1 25
Pop, ama
Рис. 3. Результаты испытаний
двухступенчатого компрессора на базе ФУ-8.
Изменения, сделанные в компрессоре, крайне
незначительны. Они заключались в повороте
на 180° клапанной доски одного цилиндрового
блока (чтобы поменялись местами
всасывающий и нагнетательный клапаны), который
будет служить ступенью высокого давления Б, и
в соединении всасывающего штуцера одного
блока с нагнетательным другого.
Таким образом, пар после сжатия в
цилиндрах ступени низкого давления А
непосредственно нагнетается в цилиндры ступени
высокого давления Б. Тепловая нагрузка
воспроизводилась электрокалориметром КЛ со
вторичным холодильным агентом.
Количество циркулирующего холодильного
агента Ga определялось двумя методами:
объемным расходомером РХ [2] и из
теплового баланса конденсатора КД.
Холодопроизводительность получали по
измеренному расходу из уравнения
Qo^Ga('l-4), G)
т. е. по условному циклу с регенерацией.
Рис. 4. Зависимость коэффициентов
подачи ^в» ^н и ^ и
отношения давлений в ступенях
высокого <JB и низкого <jH
давлений от температуры кипения to.
Давления р0 и р измерялись ртутным
манометром РМ, давление рк—образцовым
манометром, температура всасываемого пара
tu воды на входе tBX и выходе tBblx из
конденсатора — ртутными термометрами с ценой
деления 0,1°. Измерялась также температура t$
жидкого холодильного агента перед
дросселированием (на выходе из расходомера РХ).
Испытания проводились при 850 об/мин,
температурах кипения —60, —70, —75° и
конденсации 30 и 35°, температуре всасываемого
пара во всех режимах 0°. Холодильный агент—
фреон-22, масло — ХФ-12. Мертвый объем
цилиндров компрессора составлял 5,24% и
практически был одинаковым во всех цилиндрах.
Привод компрессора осуществлялся от элек-

26 Экспериментальное исследование двухступенчатого компрессора с отношением объемов ступеней 1:1 № 5
075
0,5
0,25
\.
о
•
\л„
-* В~
г.
^--^
•-flputK=30°
о-При tx=35°
l2~"
Л
ь
?l^
10
15
&Н.&8
20
30
40
50
60
70
SO
90 4
Рис. 5. Зависимость коэффициентов подачи ^в» Хн и X ст отношения
давлений в ступенях <?в, ен и общего отношения давлений в ступени <?.
тродвигателя мощностью 2,8 кет при 1440
об/миц через клиноременную передачу.
Результаты испытаний, представленные на
рис. 3, показывают, что такая предельно
упрощенная схема двухступенчатого сжатия
позволяет получить холодопроизводительность Qo
в пределах от 800 до 300 ккал/час в диапазоне
температур кипения to от —60 до —75° при
затрате эффективной мощности Л/е от 1,4 до
1 кет или электрической N3 от 1,8 до 1,4 кет.
На этом же рисунке приведены значения
эффективной /Се и электрической Кэ удельных
холод опроизводительностей.
Температура нагнетания в ступени низкого
давления fa была приблизительно равна 65°.
Температура пара на входе в ступень
высокого давления h была примерно на 10° ниже,
чем fa. При этом какие-либо специальные
меры для осуществления промежуточного
охлаждения не предусматривались. Охлаждение
осуществлялось в коротком соединительном
трубопроводе.
Температура нагнетания ступени высокого
давления t± во время испытаний не
превышала 120° и уменьшалась с понижением
температуры кипения /о. Это объясняется малым
весовым количеством циркулирующего
холодильного агента и его охлаждением в рабочих
полостях машины. Температура на входе агента
в конденсатор U была еще ниже из-за
охлаждения в маслоотделителе и соединительном
трубопроводе.
При изменении температуры кипения от —60
до — 75° промежуточное давление
устанавливалось соответственно в пределах 1,1—0,74
ата.
Давление в картере компрессора равнялось
промежуточному. При полученных значениях
промежуточного давления сальник и масляный
насос работали вполце надежно.
Характер изменения коэффициентов подачи
определяется изменением отношения давлений
в ступенях высокого и низкого давлений
ав и ан (рис. 4). Как и ожидалось, отношение
давлений в ступени высокого давления
оказалось значительно выше, чем в ступени низкого
давления. Это и определило более высокие
коэффициенты подачи ступени низкого
давления по сравнению с коэффициентом подачи
ступени высокого давления 1.
На рис. 5 показано изменение величин Хв,
Хн и \ в зависимости от св, ан и с
Из кривых, приведенных на рис. 6, видно,
что при температуре кипения ниже —60°
испытанная нами схема двухступенчатого
сжатия с одноступенчатым дросселированием
(кривая /) позволяет получить большую
холодопроизводительность, чем схема
одноступенчатого сжатия в компрессоре ФУ-8с с
уменьшенным мертвым объемом (кривая 2).
Разделение ступеней сжатия дает
возможность применить более сложные схемы, чем
испытанная нами. В схеме двухступенчатого
дросселирования с промежуточным отбором
пара холодопроизводительность компрессора
с отношением часовых объемов 1 : 1 может
1 Уместно упомянуть о возможности влияния на
величины промежуточного давления и отношения давлений
в ступенях путем изменения величины мертвого объема в
цилиндрах. С его уменьшением промежуточное
давление приближается к /?о и отношение давлений в ступени
высокого давления возрастает,

№ 5 Экспериментальное исследование двухступенчатого компрессора с отношением объемов ступеней 1:1 27
мал/vac
2000
1500
1000\
500
Г , ., ,-,•
4
><
V
у-
1
1
1
1 J
/ /
/ А
ff-2
-100
-90
-8Q
-70
-60
tQtX
Рис. 6. Сравнение различных способов
получения низких температур с помощью
компрессора ФУ-8:
/ — схема двухступенчатого сжатия с
одноступенчатым дросселированием (отношение
часовых объемов 1:1), 2 — по данным
1ДКБХМ, 3 — схема 1 с двухступенчатым
дросселированием (расчетная кривая), 4 —
схема / с использованием поджимающего
эжектора (расчетная кривая).
вается примерно на 40i°/o! по сравнению со
схемой с одноступенчатым дросселированием.
Предельно достижимая величина отношения
давлений в двухступенчатом компрессоре (при
закрытом всасывающем вентиле), как
показали наши опыты, равна 300. При температуре
конденсации 30° это соответствует
температуре кипения —92°.
Достижимый нижний предел температуры
кипения можно еще более снизить, введя в
схему поджимающий эжектор [3]. В области
температур кипения ниже —75° применение
поджимающего эжектора позволяет увеличить
холодопроизводительность компрессора (кривая
4). Так, в случае использования схемы 1 при
температуре кипения —92°
холодопроизводительность равна 0, в то время как с
применением эжектора при этой же температуре
можно получить холодопроизводительность
порядка 200 ккал/час. Экспериментальная проверка
этих расчетов представляет практический
интерес.
Результаты проведенных испытаний
свидетельствуют о целесообразности применения в
некоторых случаях для получения температур
кипения —60-=—75° схем двухступенчатого
сжатия в одном компрессоре с отношением
часовых объемов 1:1.
быть значительно увеличена. Это объясняется
тем, что пар промежуточного отбора
нагружает ступень высокого давления и, следователе
но, приводит к более благоприятному
распределению отношения давлений по ступеням.
Кривая 3, рассчитанная для такой схемы с
использованием наших экспериментальных
данных, показывает, что при температуре
кипения —75° холодопроизводительность увеличи-
ЛИТЕРАТУРА
1. К- Д. К а н, Л. И. Мак, Применение
одноступенчатых поршневых компрессоров для получения низких
температур, «Холодильная техника», 1963, № 1.
2. Г. А. В и х о р е в, Объемный измеритель расхода
холодильного агента, «Холодильная техника», I960,
№ 3.
3. И. С. Бадылькес, Р. Л. Данилов, Системы
охлаждения с применением пароструйных приборов в
качестве бустер-компрессоров, Госторгиздат, 1961.

Датчик давления для индицирования аммиачных компрессоров
Инж. В. К. ЛЕМЕШКО — Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
Для индицирования аммиачных
холодильных компрессоров лабораторией холодильных
машин и аппаратов ВНИХИ была создана
конструкция пьезокерамического датчика
давления по типу датчика, применяемого для
индицирования малых фреоновых
компрессоров [1].
Необходимость в этом вызвана
специфичностью работы датчиков в условиях
агрессивной аммиачной среды.
В процессе работы возникли некоторые
трудности, связанные с повышенным
температурным режимом работы датчика в
аммиачном компрессоре по сравнению с фреоновым.
Максимальная температура нагнетаемых
паров фреона не превышает 100—110°, что
позволяет применять провода в обычной
изоляции.
Температура паров аммиака на выходе из
клапанов компрессора может достигать 150—
170°. При такой температуре хлорвиниловая
изоляция обугливается, становится хрупкой и
разрушается.
В настоящее время для работы при
температуре до 200° изготовляются различные
многожильные провода. Они имеют пленочную
многослойную фторопластовую изоляцию,
сопротивление которой при комнатной
температуре не менее 2000, а при температуре 200°
не менее 1000 мгом/м. Эти провода могут
выдерживать вибрацию от 20 до 1500 гц.
Были использованы два типа таких
многожильных проводов: МГТФЭ — сечением
1 Х0,07 мм2, в медном луженом экране
(наружный диаметр 1,3 мм) и ПТЛ-200 — сечением
0,3 мм2, в тройной фторопластовой
изоляции, шелковой изоляции и
наружной негорючей оплетке (наружный
диаметр 2,2 мм).
У провода марки ПТЛ-200
сравнительно большой наружный диаметр и
нет экранирующего чулка, однако он
имеет более стойкую к механическим
повреждениям многослойную
изоляцию.
к штуцеру и накидной гайкой прижимается к
корпусу датчика. Другой конец трубки через
сальниковое уплотнение в крышке или
нагнетательном коллекторе компрессора выводится
наружу. Это позволяет устранить контакт
медных проводов с агрессивной аммиачной
средой и защитить их от механических
повреждений. Кроме того, устраняется возможность
отрыва провода при затяжке сальниковых
уплотнений на выходе из датчика и компрессора.
Соединение датчика с атмосферой и
изоляция его от нагнетательной полости со стороны
вывода позволяет избежать отжатия керамики
и фторопластового стаканчика от наковальни.
При использовании датчика для испытаний
различных конструкций клапанов [2]
требуется частая его перестановка, что приводит к
обрыву провода.
Чтобы устранить обрывы и упростить
замену вышедших из строя датчиков, была
разработана конструкция с разъемным соединением
(рис. 1).
При затягивании накидной гайки игла
контакта под действием пружины входит в
многожильный провод.
Установка и крепление датчика в клапанах
компрессоров АУ-200 и 2АВ-8 показаны на
рис. 2.
В компрессоре АУ-200 трубка выводится
наружу через сальниковое уплотнение,
расположенное в нагнетательном коллекторе, а в
компрессоре 2АВ-8 — в крышке цилиндров.
Конструкция датчика давления
Провод от датчика проходит через
трубку, один конец которой приварен
Рис. 1. Датчик с разъемным соединением:
/ — уплотнительная прокладка, 2 — игла контакта во
фторопластовой втулке, 3 — трубка для вывода провода, 4 —
провод, 5 — пружина, 6 — штуцер, 7 — накидная гайка, 8 —
корпус датчика.

№ 5
Датчик давления для индщирования аммиачных компрессоров
29
а б
Рис 2, Крепление датчика в клапанах типа: а — ленточного, б — кольцевого.
В первом случае можно вскрывать крышку
компрессора, не трогая вывода датчика, что
очень удобно.
На рис. 3 приведена индикаторная
диаграмма, полученная с помощью описанного пьезо-
керамического датчика давления,
установленного в компрессоре АУ-200. Точка 1 на
диаграмме определяет начало открытия клапана
(отрыв пластины от седла), точки 2 и 3 —
время полного открытия, точка 4 — момент
посадки пластины на седло.
Указанные точки были получены от двух
контактных отметчиков, установленных в
седле и розетке клапана.
к&р=1,35 кг/см*
рк=9,55ата
Для возможности ремонта была
разработана конструкция разборного датчика.
Фторопластовый стаканчик прижимается фланцем
(а не путем завальцовки) с помощью шести
винтов МЗ.
Кромки отверстия фланца со стороны
прижима его к стаканчику имеют плавное
закругление, препятствующее прорезанию
фторопласта.
При необходимости ремонта датчика, если
керамика не повреждена, нужно лишь
изготовить новый фторопластовый стаканчик.
Испытания разборных датчиков дали
положительные результаты. Утечек аммиака не
наблюдалось [3].
Способ точной синхронизации индикаторной
диаграммы с положением поршня в в. м. т.
Устройство и принцип действия
индукционных отметчиков мертвых точек поршня был
описан ранее [4]. Здесь рассмотрен способ
достижения точного совпадения момента
нахождения поршня в верхней мертвой точке
г2У6шпа
О W 20 30 40 50 60 70 80 90 100 ПО 120 130
Рис. 3. Индикаторная диаграмма.

30
Датчик давления для индицирдванйя аммиачных коМпрёбсдрдв
№5
(в. м. т.) с моментом начала развертки
диаграммы на экране осциллографа.
Для точной обработки индикаторных
диаграмм необходимо строго соблюдать это
условие.
Обычно при положении поршня в в. м. т.
флажок отметчика, который крепится к
маховику компрессора, должен устанавливаться
на одной линии с магнитом. В этом случае
поршень фиксируется в в. м. т.. с помощью
индикаторной часовой головки с точностью до
0,01 мм.
В V-образных компрессорах поршни
двигаются под углом к направлению силы тяжести
и силой трения могут удерживаться от
перемещения, поэтому при переходе поршня через
в. м. т. коленчатый вал может повернуться на
некоторый угол, в то время как поршень
останется на месте до выбора зазоров в верхней и
нижней головке шатуна. При больших
диаметрах маховиков это вызывает значительную
погрешность в установке флажка отметчика.
Для достижения точного совпадения
момента синхронизации осциллографа с в. м. т.
поршня было изготовлено специальное
контактное устройство (рис. 4).
Устройство представляет собой контактную
пружину, укрепленную на подающем винте,
который ввинчивается в кронштейн.
Кронштейн с помощью изолирующих втулок
крепится к шпилькам крышки цилиндров.
Контактное устройство включается на вход
осциллографа. В цепь подается постоянный
ток напряжением в несколько вольт.
Замыкание контакта в виде вертикального импульса
фиксируется на экране осциллографа.
Продолжительность импульса равна времени
замыкания контакта.
При использовании контактного устройства
исключается возможность неточной установки
отметчика и не требуется применения
индикаторной часовой головки.
Установка отметчика в этом случае
упрощается и производится следующим способом.
Кронштейн с вывинченным контактным
устройством крепят к шпилькам крышки
цилиндров (при креплении используют изолирующие
прокладки). Поршень приблизительно уста:
навливают в в. м. т., и флажок на маховике
компрессора укрепляют напротив магнита
индукционного отметчика. Контактное
устройство включают на вход осциллографа ЭО-7, а
индукционный отметчик — на клеммы внешней
синхронизации.
Затем пускают компрессор и путем посте-
Л\ в.мт
Рис. 4. Контактное устройство:
/ — точечный контакт, 2 — симметричный импульс,
3 — внешняя синхронизация.*
пенного ввинчивания винта контактного
устройства устанавливают точечный контакт его
с поршнем. В этот момент для удобства
наблюдения осциллограф включают на
внутреннюю синхронизацию. Затем его переключают
на внешнюю синхронизацию и путем
перемещения магнита индукционного отметчика в
обе стороны получают симметричный
импульс по краям развертки осциллографа,
после чего окончательно закрепляют магнит.
В случае работы со шлейфовым
осциллографом магнит перемещают до момента
совпадения середины импульса от индукционного
отметчика с высшей точкой импульса от
контактного устройства.
Контактное устройство можно применять и
для измерения толщины масляной пленки в
подшипниках верхней и нижней головки
шатуна при работе компрессора со снятыми
клапанами.
Делается это следующим образом. Путем
вращения подающего винта добиваются
минимальной длительности импульса. Далее
компрессор останавливают, подводят поршень
к в. м. т. и определяют зазор между торцовой
его поверхностью и контактом.
Затем измеряют диаметры пальца поршня,
коленчатого вала, втулки верхней головки
шатуна и шатунного подшипника и вычисляют
суммарный зазор.
Разница между величиной суммарного
зазора и величиной зазора между контактом и
торцовой поверхностью поршня дает толщину
масляной пленки.

]Sfo 5 Исследование теплообмена при кипении фреона-12 внутри горизонтальной трубы 31
Пьезокерамические датчики удобны и
надежны в работе. С их помощью можно
индицировать аммиачные компрессоры даже при
очень высоких температурах нагнетания.
ЛИТЕРАТУРА
1. Е. М. А г а р е в, Л. Е. М е д о в а р, И. А. П а в л о в а,
Пьезоэлектрический индикатор для холодильных
компрессоров, «Холодильная техника», 1960, № 6.
2. В. К- Лемешко, Исследование различных
конструкций клапанов, Отчеты ВНИХИ за 1961 —1962 гг.
3. Е. М. А г а р е в, Л. Е. М е д о в а р, В. К- Лемешко,
Электронные приборы для исследования холодильных
компрессоров, Отчеты ВНИХИ за 1961 — 1962 гг.
4. В. Золотаревский, Индицирование
быстроходных двигателей, ВИНИТИ, 1957.
Исследование теплообмена при кипении фреона-12
внутри горизонтальной трубы
Инж. С. Н. БОГДАНОВ — Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
При расчете фреоновых испарителей со
значительной интенсификацией теплообмена на
наружной поверхности необходимо знать
коэффициент теплоотдачи со стороны
холодильного агента, кипящего внутри трубы.
Число исследований по теплообмену при
кипении холодильного агента внутри трубы
весьма ограничено- В работах зарубежных авторов
вопрос о влиянии вынужденного движения на
теплообмен рассмотрен недостаточно
подробно.
Для получения более полных опытных
данных о теплообмене при кипении фреона-12
внутри горизонтальной трубы на кафедре
теоретических основ тепло- и хладотехники
Ленинградского технологического института
холодильной промышленности спроектирована и
изготовлена экспериментальная установка.
Установка (рис. 1) представляла собой
замкнутое кольцо, в котором с помощью
погружного центробежного насоса циркулировал
фреон. В качестве опытного испарителя была
применена медная труба диаметром 161X2 мм,
длиной 1500 мм с навитым на ней нихромо-
вым электронагревателем, заключенная в
кожух с засыпной изоляцией из мипоры.
Температура стенки трубы измерялась в
пяти сечениях по длине медь-константановыми
термопарами, установленными в верхней,
боковой и нижней точках сечения; температура
фреона — термопарами в четырех точках
системы. Для измерения э. д. с. в цепи термопар
использовался потенциометр ППТН-1.
Тепловой поток к кипящему внутри трубы
фреону определялся амперметром типа ЭЛА
класса 0,2 и вольтметром типа ЭЛВ класса
0,2, включенными в цепь электронагревателя.
Потери тепла в окружающую среду
учитывались с помощью дифференциальной
многоспайной термопары «поверхность кожуха —
воздух».
Потери тепла от опытного участка в осевом
направлении трубы были сведены к минимуму
путем использования тонкостенных вставок из
нержавеющей стали.
Расход фреона измерялся мерным резерву-
Рис. 1. Схема экспериментальной установки:
/ — потенциометр ППТН-1, 2 — предварительный нагреватель,
3 — вентиль регулирования расхода, 4 — ротаметр, 5 —
термостат-конденсатор, 6 — сборник конденсата, 7 — мерный
резервуар, 8 — насос, 9 — переохладитель, 10 — вставки из
нержавеющей стали, 11 — испаритель.

32
Исследование теплообмена при кипении фреона-12 внутри горизонтальной трубы
№ 5
аром и непрерывно контролировался
ротаметром РС-3, переоборудованным для работы во
фреоновой схеме.
Давление фреона на входе в трубу и выходе
из нее определялось образцовым манометром
с ценой деления 0,0167 кг/см2.
Температура кипения фреона в каждом
опыте была постоянной. Это достигалось
поддержанием постоянной температуры в термостате-
конденсаторе. Из термостата-конденсатора
тепло отводилось холодильной машиной
ИФ-50.
С помощью змеевикового переохладителя,
находившегося в мерном резервуаре, в случае
необходимости можно было подавать в трубу
переохлажденную жидкость, а с помощью
предварительного нагревателя — фреон паро-
содержанием до Ш°/6.
Для визуального наблюдения за фреоном,
выходящим из испарителя, был предусмотрен
участок коммуникаций, выполненный из
толстостенной стеклянной трубки.
На экспериментальной установке проведено
пять серий опытов при пяти различных
температурах кипения — от —10 до 30°-
В каждой серии устанавливалась
зависимость коэффициента теплоотдачи от тепловой
нагрузки и расхода фреона. Тепловая
нагрузка qp менялась от 1000 до 20000 ккал/м2час,
расход от 27 до 270 кг/час (что
соответствовало изменению скорости жидкого фреона на
входе, в испаритель от 0,05 до 0,50 м/сек).
Максимальное паросодержание на выходе из
опытного испарителя составляло 86!°/о.
Падения давления в испарителе не было
обнаружено, несмотря на применение достаточно
чувствительного манометра.
В большинстве опытов в трубу поступала
насыщенная жидкость, что подтверждалось
удовлетворительным совпадением
температуры фреона на входе с температурой кипения,
соответствующей измеренному на входе
давлению, и отсутствием (либо очень небольшим
количеством) пузырьков пара на выходе из
трубы при выключенном электронагревателе.
В каждом опыте моменту записи
температур фреона и стенки трубы предшествовал
достаточно длительный период, в течение
которого давление в системе, расход фреона и
показания электроизмерительных приборов
поддерживались строго постоянными. Об
установлении стационарного режима судили по
прекращению изменения температуры стенки
трубы в любом сечении.
Для расчета коэффициента теплоотдачи
принималась разность между температурой
кипения фреона, полученной по
соответствующему давлению, и температурой стенки трубы,
найденной как среднее арифметическое
температур во всех сечениях испарителя.
Данные одной из серий опытов (U^IO0)
приводятся в табл. 1.
Таблица 1
Давление
в
испарителе Ра,
кг1смх
4,31
4,35
4,35
4,31
4,31
4,31
4,31
4,32
4,33
4,31
4,31
4,31
4,30
4,32
4,36
4,32
4,29
4,30
4,31
4,33
4,37
4,48
4,19
4,31
4,32
4,35
4,35
4,41
4,53
4,30
4,31
4,30
4,32
4,31
4,44
Расход
фреона
G ,
а
кг/час
27
27
27
27
27
27
27
55
55
55
55
55
55
55
55
111
111
111
111
111
111
111
166
166
156
166
166
166
166
270
270
270
270
270
270
Тепловая
нагрузка
ккал/м2час
500
1000
3000
5000
7000
10000
15000
500
1000
3000
5000
7000
10000
15000
20000
1000
3000
5000
7000
10000
15000
20000
1000
3000
5000
7000
10000
15000
20000
1000
3000
5000
7000
10000
15000
Разность

температур е,°с
1,40
2,50
4,65
5,70
6,40
6,85
7,45
0,88
1,54
3,45
4,20
4,95
5,80
6,75
7,50
1,25
2,40
3,50
4,25
5,03
5,70
6,33
1,10
2,18
3,15
4,05
4,75
5,63
6,20
1,00
2,30
3,10
3,75
4,60
5,55
Коэффициент
теплоотдачи
ос, ккал/м'2час
град
357
400
645
877
1095
1460
2010
570
650
870
1190
1415
1725
2220
2670
800
1250
1430
1650
1990
2630
3160
910
1375
1590
1730
2110
2670
3230
1000
1305
1615
1870
2175
2700

№ 5 Исследование теплообмена при кипении фреона-12 внутри горизонтальной трубы 33
A^ккал/мгчас
Рис. 2. Опытные значения коэффициента теплоотдачи при
температуре кипения /0=10° и различных расходах фреона
Ga (кг/час):
1—270, II—166, III—111, IV—55, V—27.
На рис. 2 представлена зависимость
коэффициента теплоотдачи от тепловой нагрузки.
Аналогичным образом обработаны данные
других серий опытов.
В рассматриваемой серии опытов в
зависимость а = Aqnp .(в области тепловых
нагрузок от 3000 до 20000 ккал/м2час{) входят
следующие постоянные:
Расход фреона
G кг/час
а,
27
55
111
166
270
А
2,53
8,45
18,4
29,2
35,0
п
0,7
0 58
0,52
0,47
0,45
Относительное влияние расхода на
коэффициент теплоотдачи возрастает с понижением
давления кипящего фреона при
одновременном уменьшении влияния тепловой нагрузки.
При температуре кипения U= —10° и
максимальном расходе Оа = 270 кг/час опытные
данные описываются уравнением а = 98^'8.
Это объясняется уменьшением интенсивности
парообразования с понижением температуры
кипения. В опытах Витцига [1] при понижении
температуры кипения фреона-12 с 20 до —7°
коэффициент теплоотдачи уменьшался на
25—30°/о. В настоящей работе при понижении
температуры кипения с 30 до —10°
коэффициент теплоотдачи снижался в среднем на 35%
при наименьшем расходе
холодильного агента (Оа —27 кг/час) и на 15—
— 20% при наибольшем расходе
(Ga =270 кг/час).
Во всех сериях опытов влияние
расхода на коэффициент теплоотдачи
обнаруживалось наиболее сильно в
интервале (За =27-г-111 кг/час. С
увеличением расхода в пределах 111-^-
-f-270 кг/час он повышался менее
значительно (при постоянной тепловой
нагрузке), чем в пределах 27-f-55 кг/час
или 55-f-l 11 кг/час. Подобное влияние
расхода на коэффициент теплоотдачи
наблюдалось и другими авторами [2].
Можно предположить, что увеличение
расхода в некоторых пределах не
только усиливает турбулентные
возмущения в кипящем фреоне, но и
существенно меняет гидродинамическую
структуру потока внутри трубки.
В табл. 2 даны значения температуры
стенки трубы в верхней и нижней точках в четвер-
Таблица 2
о
а,
кг\час
27
55
111
166
270
Место

измерения
Верх
Низ
Верх
Низ
Верх
Низ
Верх
Низ
Верх
Низ
q„ ккал!м2час град
Г,
3000
15,3
15,1
13,5
13,45
12,25
12,3
12,1
12,1
12,25
12,3
5000
16,35
15,4
14,6
14,15
13,25
13,25
12,5
12,7
12,9
12,95
7000
17,1
16,1
15,2
14,7
14,7
14,8
13,4
13,65
13,5
13,7
10000
17,25
15,45
16,25
15,05
15,05
14,95
14,45
14,7
14,15
14,45
15000
18,8
16,15
17,75
15,7
16,55
16,0
16,1
16,2
15,9
16,5
20000
—
—
19,5
16,6
18,25
17,15
17,0
17,1
—
—

34 Исследование теплообмена при кипении фреона-12 внутри горизонтальной трубы № 5
d
3. Обобщение опытных данных в виде зависимости
I —С?а=27 кг/час, II — Ga = 270 кг/«шс (/о
том сечении при различных
тепловых нагрузках и
расходах. При малых расходах
температура стенки в верхней
точке значительно превышает
температуру в нижней точке. Для
больших тепловых потоков это
превышение достигает 2° и
более. Вероятно в этих условиях
в трубе происходит
расслоение жидкого и парообразного
фреонов, при котором верхняя
часть ее омывается паром
фреона. Такой характер
потока наблюдался при проведении
опытов в стеклянных трубках
[3,4].
Так как при всех расчетах
коэффициентов теплоотдачи в
качестве теплоотдающей
поверхности принималась вся
внутренняя поверхность
трубы, их значения получались
заниженными по сравнению с
теми действительными
значениями, которые
характеризуют процесс теплообмена на
смоченной поверхности.
в 810*
,ккалкг/м*час
Яр О,
10°).
¦)=
При увеличении расхода до
55 кг/час перегрев в верхних точках
трубы уменьшается, а при 111 кг/час
исчезает (кроме случаев больших
нагрузок), что свидетельствует о
равномерном заполнении ее паро-
жидкостной эмульсией.
Взаимное влияние тепловой
нагрузки и расхода на интенсивность
теплоотдачи при кипении
холодильных агентов внутри трубы
учитывается предложенной Бо Пьером [5]
зависимостью. Для случая
неполного испарения им рекомендовано
уравнение
arf = 3,4- Ю- (^1) , A)
полученное в результате обработки
экспериментальных данных (расход
изменялся в сравнительно
ограниченных пределах, температура
насыщения—от —20 до 10°).
Уравнение A) подробно
проанализировано Р. Польке [6].
При использовании этого
уравнения для обобщения опытных
данных, полученных в настоящей
работе (рис. 3), среднее отклонение их
0,5
.#
AV
8 W
I — ad - 4,7- 10"
*•%'
(-•- Опыты абтора
- —"— Вэйкера
?
6 8 W \
OArO,2 U j
d0tS
Рис. 4. Обобщение опытных данных-
-^— , II-ad = 3,7.10-
0,6 р, ,2 >
rf0,5

№ 5
Исследование теплообмена при кипении фреона-12 внутри горизонтальной трубы
35
от расчетных составило 25% при
максимальном — 54°/б.
Как видно из графика на рис. 3, влияние
расхода на коэффициент теплоотдачи не
равноценно влиянию тепловой нагрузки. На
графике пунктиром проведены линии,
усредняющие опыты только при двух расходах. То
обстоятельство, что линия, усредняющая опыты
при расходе Ga = 270 кг/час, располагается
под линией опытов при расходе Оа =27 кг/час,
указывает на большее влияние тепловой
нагрузки в процессе теплообмена, чем расхода.
Действительно, возрастание расхода в 10 раз
qFGa
при сохранении постоянства параметра
(т. е- при одновременном снижении тепловой
нагрузки в 10 раз) приводит к значительному
снижению коэффициента теплоотдачи.
Значительно лучше опытные данные
настоящей работы описываются уравнением, в
котором влияние теплового потока и расхода
дифференцировано
Влияние диаметра на характер потока
учитывается так же, как и в уравнении A).
На рис. 4 показано обобщение опытных
данных автора и нанесены опытные данные Бэй-
кера [7]. Среднее отклонение опытных
данных от расчетных составляет 12% при
максимальном 30%. На этом же рисунке может быть
отмечена зависимость коэффициента
теплоотдачи от температуры кипения. Верхняя
пунктирная линия I усредняет все опытные точки
для температур кипения /o = 20-f-30°;
нижняя II — для U = —10-:-0°.
Опытные данные Бэйкера получены при
f0 = 15 -т- 29°, Ga = 18 -f- 90 кг/час, qF =
=7500-f-22600 ккал/м2час, d= 13,85 мм.
Необходимо отметить, что полученное
уравнение B) и уравнения, соответствующие
линиям I и II, справедливы для области развитого
кипения, т. е. для тепловых нагрузок,
превышающих 2000^-2500 ккал/м2час.
При кипении фреона-12 внутри трубы, так
же, как и при кипении в большом объеме [8],
наблюдается область неразвитого кипения, где
влияние тепловой нагрузки резко уменьшается
(см. рис. 2).
Выводы
На теплообмен при кипении фреона-12
внутри горизонтальной трубы существенное
влияние оказывает расход фреона. Это влияние
усиливается с понижением температуры
насыщения.
Наиболее интенсивно коэффициент
теплоотдачи повышается на первой стадии
увеличения расхода, когда улучшается смачивание
фреоном внутренней поверхности трубы.
Решающее влияние на теплообмен при
кипении фреона-12 внутри трубы в
исследованном интервале расходов оказывает тепловая
нагрузка. Поэтому при расчетах в указанных
пределах изменений опытных величин для
области развитого кипения вместо уравнения A)
более целесообразно использовать уравнение
B).
ЛИТЕРАТУРА
1. W. W i t z i g, G. Penny, J. Cyphers,
«Refrigerating Engineering», 1948, Aug.
2. С Staley, M. Baker, «ASHRAE Journal»,
1959, № 4.
3. W. Bryan, L. S e i g e 1, «Refrigerating
Engineering», 1955, № 5.
4. P. W о r s о e-S с h m i d t, «Journal of
Refrigeration», 1960, № 4.
5. Bo Pierre, «Kaltetechnik», 1955, № 6.
6. R. Polke, «Kaltetechnik», 1963, № 1.
7. M. Baker, «Refrigerating Engineering», 1956,
№ 1.
8. Г. В. Ратиани, Д. И. А в а л и а н и,
Теплообмен при кипении фреона-12 и фреона-22,
«Холодильная техника», 1963, N° 1.

Охлаждение и нагревание слоя гравия
Канд. техн. наук В. Н. ФИЛАТКИН — Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
При строительстве массивных бетонных
сооружений возникает необходимость
охлаждения или нагревания гравия. В статье даны
методика и результаты исследования охлаждения
и нагревания гравия потоком циркулирующей
через него воды.
Работа проводилась сотрудниками кафедры
теоретических основ тепло- и хладотехники
Ленинградского технологического института
холодильной промышленности.
Аналитическому и графическому решению
подобных задач посвящен ряд работ [1—6].
Для засыпки, состоящей из слоя шаров,
имеются теоретические решения, полученные при
значительном количестве упрощающих
предпосылок. Для расчета процесса теплообмена
гравия, состоящего из частиц (камней)
неправильной формы, указанные решения
неприменимы. Поэтому процесс был исследован
экспериментальным путем, а полученные данные
обработаны с помощью аппарата теории
подобия.
При охлаждении или нагревании слоя
гравия происходит теплообмен между
поверхностью камней и средой и распространение
тепла внутри камней.
Температура в любой точке засыпки, а
также ее средняя величина ts определяются в
основном следующими величинами: скоростью
движения воды в живом сечении Wm,
высотой слоя засыпки Н,
температуропроводностью материала а, средним радиусом
камня г, временем т, прошедшим от начала охлаж-'
дения или нагревания, начальной
температурой засыпки tSo, температурой
поступающей воды t/0..
Если параметры, характеризующие процесс,
объединить в безразмерные комплексы, то
получим следующие критерии
Для получения зависимости 0 = /(L, Fo)
[1,2] были проведены экспериментальные
исследования на двух установках.
Каждая экспериментальная установка
(рис. 1) состояла из бункера 3, заполненного
гравием, термопар 4, закрепленных в
некоторых камнях, баков для воды 2 и 5,
электрических нагревателей /, насоса 7,
электродвигателя 6, соединительных трубопроводов и
измерительной аппаратуры.
Установки различались между собой только
размерами бункера. В первой
экспериментальной установке диаметр бункера D = 400 мм,
высота h = 800 мм, а во второй — D = 600 мм,
h = 900 мм.
Более ранними экспериментальными
исследованиями теплообмена в зернистом слое
установлено, что при — > 8-т-Ю диаметр
бункера не влияет на процесс прогрева или
охлаждения слоя (d—средний диаметр камня).
Верхняя часть бункера имела форму
цилиндра, нижняя часть — конуса.
В плоскости соединения цилиндрической и
конической частей бункера помещена решетка,
на которую была уложена металлическая
сетка.
В середине конической части бункера
устанавливался диск с отверстиями. Назначение
диска, решетки и сетки — обеспечить
беспрепятственное поступление и равномерное
распределение воды по всему сечению бункера.
Для уменьшения теплопотерь или теплопри-
токов бункер был изолирован снаружи пух-
шнуром (толщина слоя 40 мм).
Рис. 1. Принципиальная схема экспериментальной
установки.

№ 5
Охлаждение и нагревание слоя гравия
37
Горячая (или холодная) вода, подаваемая
насосом в нижнюю часть бункера,
поднималась через засыпку гравия и затем сливалась
в бак 5. Опыт заканчивался по
израсходованию всей воды из баков 2.
Перед началом серии опытов определяли
средний размер камней, высоту слоя засыпки,
ее вес и теплофизические характеристики
гравия.
Размеры камней в первой
экспериментальной установке колебались от 20 до 40 мм, а
во второй — от 40 до 80 мм; средний
диаметр d соответственно был равен 27,4 мм и
59,4 мм; высота слоя засыпки Н — 700 и
840 мм. В бункере первой экспериментальной
установки находилось 175 кг гравия, в бункере
второй — 387 кг.
Коэффициент температуропроводности
гравия а = 52 • 10~* м2/час, коэффициент
теплопроводности К = 2 ккал/м час град,
теплоемкость с = 0,155 ккал/кг град. Численные
значения теплофизических параметров получены
на основе усреднения по петрографическому
составу гравия.
Перед каждым опытом устанавливали
заданные температуры воды и гравия. Во время
опыта определяли начальную температуру
камней и воды, изменение их температуры на
разных уровнях бункера в зависимости от
времени, расход охлаждающей воды,
температуру воды в баке 5.
Температуру воды в баках 2 и 5 измеряли
лабораторными термометрами с ценой деления
0,1°; температуру воды и гравия в бункере 15
копель-хромелевыми термопарами,
подключенными к электронному самопишущему
потенциометру ЭПП-09- Спаи термопар
располагались в центре камней преобладающей (в
данной засыпке) породы.
В камнях углубления для термопар
сверлили с помощью ультразвука. Нижнюю часть
углублений, в которую вводили спаи термопары,
заливали сплавом Вуда; остальную часть
заполняли алебастром, смешанным с толченым
камнем той же породы. Это до некоторой
степени воссоздавало первоначальную структуру
и физические свойства целого камня и
позволяло уменьшать приток тепла через
введенную в него термопару.
Расположение горячих спаев термопар
показано на рис. 1.
За температуру гравия принимали среднее
значение показаний термопар, заделанных в
центры камней. Следует отметить, что эта
температура tSl в общем случае будет
отличаться от средней температуры засыпки ts,
но при некоторых условиях различие будет
несущественно. Так, если бы засыпка состояла
из частиц правильной формы —• шаров, то при
значении критериев Bi> 1 и Fo = 0,5 средняя
объемная температура шара отличалась бы от
температуры его центра не больше, чем на
10%. При возрастании значений критериев Bi
и Fo расхождение уменьшается. Расхождение
по tSl и ts в слое засыпки из камней
неправильной формы, меньше, чем в засыпке из
шаров.
Всего было выполнено 39 опытов по
охлаждению и нагреванию гравия. В опытах на
первой экспериментальной установке расход
воды изменялся от 2,15 до 0,74 л/сек, скорость
фильтрации, отнесенная к сечению бункеров,
W от 13,5 • Ю-3 до 4,7 • 10~3 м/сек, скорость в
W
живом сечении Wm = ——
/
от 34,9- 10"
ДО
12,1 ¦ Ю-3м/сек G — доля пустот в засыпке).
В опытах на второй экспериментальной
установке расход воды изменялся от 4,64 до 0,5
л/сек, W — от 16,4 . Ю-3 до 1,76 ¦ 10~3 м/сек,
Wm — от 39,3 ¦ 10~3 до 4,18 м/сек.
Начальная температура гравия была в
пределах от 6 до 50°, конечная — от 50 до 8°.
Температура воды на входе в слой засыпки
в различных опытах изменялась от 3 до 80°.
Hi
0,8
0,6
06
02
0
<
>
<%
**0
•
•
J
»• т
<Ро
.0<
I
т}
•
•
X
0 .
*»'
о •
о
о
•jfc
•
• ,
о
•
•
0 °
•
о
О с
в
с
°о
l !
н Го
Рис. 2. График функции 0i

38
Охлаждение и нагревание слоя гравия
№ 5
Температура воды при выходе из слоя (в
конце опыта) была в различных
экспериментах от 49,7 до 12,1°. Теплопотери не
превышали 9°/о.
Результаты экспериментов, обработанные в
критериальной форме (рис. 2),
удовлетворительно обобщаются линией
вх = A (L Fo0'7)^ —В (L Fo0'7)^,
где А, В, П\, П2 — коэффициенты, зависящие
от L Fo0,7 (см. таблицу).
LFo°'7
0,3-1,1
1,1—1,5
Более 1,5
Л
0,271
0,687
1,00
в
0,181
0,148
0,589
пх
1,00
1,00
0
П'2
2,00
2,00
-1,55
Это уравнение справедливо при следующих
значениях критериев подобия: Fo <0,89;
L<8,67, а также при 0,3<LFo<-7 и 6i = 0,2-~-1.
Подставив в него Qx ¦
tsn
tsl
иприведен-
tsn — t/n
ные выше выражения для Fo и L, получим
tSx - tSo - (tSo - tfJ |Л ^ —
-Bi
WmaMzW\n..
Для удобства пользования предлагаемым
методом расчета построена номограмма
(рис. 3).
Выводы
В результате проведенных экспериментов
получены расчетные формулы и номограмма,
выражающие зависимость между временем
охлаждения или нагревания гравия водой, раз-
Рис. 3. Номограмма.
мерами частиц, высотой слоя засыпки,
скоростью воды и температурами воды и засыпки.
ЛИТЕРАТУРА
1. Г, П. Иванцов, Б. Я. Л ю б о в, Прогрев
неподвижного слоя шаров потоком горячего газа, ДАН
СССР, т. 86, 1952, № 2.
2. Т. Е. W. Shuman n, «J. of Franklin Institute»,
1929.
3. Б. Н. Ветров. О. М. Тодес, Измерение
коэффициента теплоотдачи от потока газа к шихте в
условиях неадиабатного процесса, ЖТФ, 1955, № 7.
4. Н. И. Караваев, В. П. Майков, Метод
определения коэффициента теплоотдачи в слое зернистого
материала, Изв. АН СССР, ОТН, 1956, № б и 1957, № 11.
5. Б. М. К и т а е в, Теплообмен в шахтных печах, Ме-
таллургиздат, 1945.
6# Б. А. К о н т о р о в и ч, Прогрев топлива в шахтных
печах и газогенераторах, Изв. АН СССР, ОТН, 1948,
№ 1.

Получение чистого углекислого газа для сварки
Инок. Т. Ф. ПИМЕНОВА — Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
Сварка в среде углекислого газа является
одним из высокопроизводительных и
экономических способов сварки в защитных газах.
Как известно, струя газа, выходя из сопла
газоэлектрической горелки, оттесняет от
электродного и основного металла,
расплавляемого дугой, атмосферный воздух. Азот и кислород
воздуха вызывают пористость сварного шва.
Особенно вреден азот, так как его очень
трудно удалить из шва.
Кислород воздуха и кислород, получаемый в
результате термического разложения углекис-
елого газа, можно удалить из жидкого
металла с помощью раскислителей, входящих в
состав сварочной проволоки.
Не менее отрицательное влияние на
качество сварного шва оказывает водяной пар,
водород которого также способствует образованию
пор.
Таким образом, степень чистоты
углекислого газа, применяемого для сварки, имеет
большое значение.
В различных странах требования к чистоте
СОг неодинаковы, что очевидно объясняется
различным составом используемых сварочных
проволок.
Как считают Гуммич и Мерсман [1],
минимальная степень чистоты сварочного СО2
должна составлять 99,7%, по мнению Тутхила [2]
она должна равняться 99,5°/», Моро [3] —
99,9% (при максимальной влажности 700
мг/ж3), Тин Минг By [4]— 99,85%. В ГДР,
согласно TGL 2968—56, степень чистоты СО2
составляет 98% при влажности не выше 300
мг/м3.
В нашей стране требования к углекислому
газу, применяемому для сварки, были
определены в 1957 г. временными техническими
условиями на сварочный углекислый газ,
разработанными ЦНИИТМАШ. Согласно ВТУ
ЦНИИТМАШ [5], содержание воздуха в
сварочном углекислом газе не должно
превышать 0,5% по объему, а воды, растворенной
в жидком СОг, — 0,4% по весу.
До настоящего времени в СССР для сварки
используется сжиженный пищевой (ГОСТ
8050—56) или специально осушенный
сжиженный пищевой СО2, выпускаемый некоторыми
углекислотными заводами.
По исследованиям ЦНИИТМАШ,
проведенным в 1958 г- [6], чистота этого газа
значительно ниже требуемой по ВТУ. Содержание
воздуха в СОг достигает 4%. На основе
исследований ЦНИИТМАШ был сделан важный
вывод о возможности выпуска сварочного
сжиженного СОг на всех углекислотных
заводах после осуществления ряда
организационно-технических мероприятий, которые,
однако, не были конкретизированы.
В 1960 г. лаборатория сухого льда ВНИХИ
предложила способ производства чистого
углекислого газа методом газификации сухого
льда.
Качество получаемого газа было
исследовано на специально смонтированном стенде.
Содержание воздуха в газе определялось
химическим газоанализатором, содержание
водяных паров — с помощью влагомера
непрерывного действия марки ИВ-439 [7],
переградуированного в лаборатории сухого льда ВНИХИ
применительно к углекислому газу.
Как показали эксперименты, содержание
воздуха оказалось весьма низким, порядка
0,05-f-0,01% по объему, содержание водяных
паров было равно 0,09-1-0,1 г/яж3, что
соответствует точке росы —41 -. 40°.
Полученные результаты позволили
рекомендовать этот метод для производства чистого
защитного газа [8].
Для практического осуществления процесса
газификации сухого льда была
сконструирована серия аппаратов-газификаторов (рис. 1).
Для работы в условиях непрерывного
отбора газа предназначены газификаторы низкого
давления — на 10 ата, емкостью 13 и 60 л >
(ГНД-10/13, ГНД-10/60), для работы в
условиях периодического отбора газа —
газификаторы высокого давления — на 60 ата,
емкостью 30, 120 и 500 л (ГВД-60/30, ГВД-60/120,
ГВД-60/500).
Все газификаторы вертикальные, с верхней
загрузкой сухого льда. Подача воды на
обогрев газификатора автоматизирована с
помощью соленоидного вентиля, получающего
импульс от реле давления. Газификатор оснащен
манометром, предохранительным клапаном • и
вентилями.
Благодаря притоку тепла сухой лед в
газификаторе изменяет свое агрегатное состояние.
Этот процесс сопровождается ростом
давления. При давлении ниже тройной точки E,28
ата) сухой лед превращается в газ, минуя
жидкую фазу. При давлении выше тройной точки
он переходит в газообразное состояние через
жидкую фазу. Последний процесс происходит

40
Получение чистого углекислого газа для сварки
№ 5
Рис. 1. Газификаторы:
а — ГНД-10/13; б — ГВД-60/120; / — корпус, 2 — крышка, 3 — рубашка, 4 —
ороситель, 5 — соленоидный вентиль, в — реле давления, 7 — предохранительный клапан,
8 — манометр.
значительно эффективнее, так как жидкость
имеет лучший контакт со стенками
газификатора. Исходя из этого, давление газификации
для всех типов газификаторов принято
равным 8 ати.
Опытные образцы газификаторов
ГНД-10/13, ГНД-10/60, ГВД-60/30 и
ГВД-60/120 были изготовлены в мастерских
Опытного холодильника ВНИХИ и испытаны
на стенде лаборатории- На этом же стенде
исследовался процесс газификации сжиженного
углекислого газа, поставляемого в баллонах.
Результаты исследований качества газа
представлены на графиках (рис. 2).
Графики показывают, что при газификации
сухого льда получается газ высокого
качества: содержание СО2 99,9%, водяных паров
^-0,1 г/нм3 независимо от степени
опорожнения газификатора.
При газификации сжиженного углекислого
газа для получения газа со степенью чистоты
99,5% необходимо удалить из баллона от 20
до 30% его содержимого. Влажность газа,
получаемого из осушенного сжиженного СОз,
превышает влажность газа, получаемого из
сухого льда, примерно в 2 раза, а влажность
обычного (неосушениого) пищевого
сжиженного углекислого газа колеблется в пределах
0,37—0,75 г/яж3 и имеет тенденцию к
возрастанию по мере опорожнения баллона.
Была также изучена зависимость влажности
газа от давления газификации при изменении
его в пределах от 65—55 до 0 ати, что возмож-

№ 5
Получение чистого углекислого газа для сварки
41
100
99,9\
5
^ 99,5\-
/"
F"
L^/V TL-'i
Сухой лед
Сжиженнь/й СОг неосушенныа
— . — Сниженный С02 осушенный
Рис. 2.
60 70 80 90 WQ
Опорожнение сосуда, %
Зависимость качества газа от степени опорожнения
газификатора.
Рис.
30 25 28 15 10
Да 5л ение 6 газификаторе, ато
Зависимость содержания водяных паров в СОз
от давления в газификаторе.
уста-
но при периодической работе сварочной
новки.
Как показали исследования, результаты
которых представлены на рис. 3, при падении
давления газификации до 6—8 ати и ниже
содержание водяных паров в газе резко
возрастает — с 0,1-^-0,2 до 0,7 г/нм3. В связи с этим
рекомендуется сбрасывать в атмосферу
остаток газа при давлении в газификаторе, равном
6—8 ати. Потери газа при этом составят 1,5—
2Vd.
На стенде лаборатории была определена
производительность газификаторов в разных
условиях.
Результаты работы представлены в таблице
и на рис. 4.
На рис. 4 дана также кривая зависимости
количества углекислого газа, получаемого при
газификации поставляемого в баллонах
жидкого углекислого газа, от давления
дросселирования. Эту зависимость нужно было
выявить для получения исходных данных,
необходимых при проектировании центрального
150UUr
4 5000}
<51
«§¦
питательного пункта (ЦПП)
установки, предназначенной для
централизованного снабжения 10 и
25 сварочных постов. Проект
разработан совместно с ПКБ
Главстроймеханизации
Министерства транспортного
строительства.
Исследования показали, что
из однош баллона емкостью 30 л
можно получить до 7000 нл/час)
газа. Но для этого необходимо
обогревать баллон водой с
температурой 25°, иначе через 1,5—
2 часа газификации в нем
образуется сухой лед и процесс
прекращается. При естественном
обогреве баллона окружающим
воздухом можно получить 300—
350 нл/час СО2 без опасности
переохлаждения жидкости и
образования сухого льда.
При проектировании ЦПП
было учтено, что сухой лед имеется
не везде. Поэтому была
предусмотрена газификация как сухого
льда, так и сжиженного
углекислого газа.
В настоящее время
разработаны временная инструкция по
производству сжиженного
сварочного углекислого газа на углекис-
лотных заводах и проект ГОСТ
на сжиженный углекислый газ, в
том числе на сварочный [9].
025
Давление
0,5
се/па, ати
0,75
Рис. 4. Зависимость производительности
газификаторов сухого льда и сжиженного СО2
от давления в сети.

42
Получение чистого углекислого газа для сварки
№ 5
Сравнительная характеристика газификаторов
Показатели
Газ фикаторы
низкого давления
ГНД-10/13
ГНД-10/GO
высокого давления
ГВД-60/30
гвд-ео/12о
ГВД-60/500
Емкость, л
Габаритные размеры, мм:
высота
диаметр
Вес, кг
Максимальное рабочее давление,
кг\см?
Минимальное содержание
углекислого газа, % объемные " . .
Содержание водяных паров в
углекислом газе, г1нм% . . . .
Соответствующая точка росы,
«С
Давление газификации, ати . . .
Производительность, нл/час:
в условиях отсутствия
противодавления в сети:
при орошении водой, t = 12°,
g= 1,05 м"\час
при орошении водой, / = 71°,
? = 1,25 м?1час
в условиях наличия
противодавления в сети, периодическом
обогреве водопроводной водой
(*=2-f-18°,?= 1,4—0,05 л»/?лс)
и при давлении после
дросселирования рп.лу ати:
0,1
0,2
0,35
0,4
0,65
Потери сухого льда:
при загрузке газификатора .
при продувке газификатора .
Вид загружаемого сухого льда .
13
1260
480
75
10
99,97
0,06-0,13
! -45,4-
-38,6
5-9
13208
51619
2200
2500
3500
14,3
2,2

Размельченный
60
1200
645
135
10
99,8
5-9
55450
1-3
Целый
блок
30
1765
650
160
60
99,99
0,1-0,12
-39,8ч
-39,0
5-9
18989
41520
5500
6000
12000
120
1360
830
304
60
99,83
0,075
—42,4
5-9
38729
180000
450
6700
10000
11200
5,38
1,41
5,87
Размельченный
500
2035
950
870
60
5-9
ЛИТЕРАТУРА
1. W. Hummitsch, F. Mersmann, «Schweifien
und Schneiden», 1956, № 8.
2. R. W. Tut hi 11, «Welding Journal», vol. 35,
1956.
3. A. M о г е a u, «Rev. Soudure Lastijdschrift», 1957,
№ 1.
4. T i n Ming W u, «Schweifien und Schneiden»,
1960, № 8.
5. H. M. Новожилов, В. Н. Суслов, Сварка
плавящимся электродом в углекислом газе, Машгиз,
1958.
6. Н. М. Новожилов, А. М. Соколова,
Исследование чистоты углекислого газа, применяемого для
газодуговой сварки, «Сварочное производство», 1960,
№ 4.
7. В. И. Калашников, Г. И. Б и р г е р, Приборы
типа ИВ-439 и ИВ-440 для определения влагосодержа-
ния в воздухе и газах, Сборник материалов по
автоматизации производственных процессов и диспетчеризации,
ГОСИНТИ, 1958.
8. Т. Ф. П и м е н о в а, Н. М. Н о в о ж и л о в,
Получение углекислого газа для сварки из сухого льда,
«Сварочное производство», 1960, № 11.
9. Т. Ф. П и м е н о в а, Н. М. Н о в о ж и л о в,
Применение сухого льда в электросварочной технике, Гоо
торгиздат, 1961.

Опытный автоматизированный холодильник из вибропрокатных панелей
Инженеры А. Д. ПОПОВ, Ю. А. ЕРЕМЕЕВ - Гипрохолод
На территории Московского холодильника
№ 12 построен и в сентябре прошлого года
сдан в эксплуатацию экспериментальный
холодильник условной емкостью 500 т, собран-
ныТиз крупных вибропрокатных ^обетон-
ных панелей (рис. 1). Проект разработав Гип
рохолодом совместно со специальным конст
?укторским бюро завода «Прокатдеталь».
Рис 1 Общий вид холодильника из вибропрокаг-
ных железобетонных панелей.
Здание холодильника одноэтажное, размеры
в плане 48X12 м (рис. 2), высота от пола до
низа плиты покрытия 5,1 м (рис. А).
Несущей конструкцией покрытия являются
металлические облегченные фермы,
опирающиеся на сборные железобетонные колонны.
Фундаменты под колонны служат одновремен-
но опорой наружных панельных стен (см
рис. 3).
Полы в камерах выполнены с изоляцией кз
керамзитового гравия и расположены на
^унте Для предохранения грунта от промерзания
в слое бетонной подготовки под
Фундаментами колонн и полом заложены автоматически
действующие электронагреватели из арматур
ной стали диаметром 12 мм.
Ограждающие конструкции здания холо
дильника выполнены из ребристых железобе-
тонных плит, которые изготовлены из бетона
М200 методом непрерывного вибропроката и
армированы пространственными каркасами.
Панель наружной стены состоит из двух
плит FX3 м каждая), соединенных между
собой стальными планками, приваренными к
закладным элементам. _
Между плитами находятся слои паро- и теп
лоизоляции (рис. 4). Лппп1,„ „ ппегсо-
Пароизоляцией служит рубероид и прессо
ванный картон, наклеенные с помощью
горячего битума на внутреннюю поверхность
плиты теплоизоляцией - мипора (толщина слоя
2°ВпТрвые при строительстве холо^ииков
применены трехслойные панели с [оризонталь
ной разрезкой. Их площадь 18 м\ Такие па
нели изготовленные заводским способом на
конвейере, легко монтируются, имеют гладкие
наружные поверхности и позволяют приме-
ропрокатных плит.
Рис. 2. План холодильника: мяг пособиеатель, 2
- камеры храпения мороженых грузе.,111- м— ое отделе.ше^ д- масло^ р fi
.шнейпый ресивер, 3-компрес^^ ребристая батарея, 7 -
пристенная аммиачная ребристая батарея.^, ^о з _ ^^
I. II
от-

44
Опытный автоматизированный холодильник из вибропрокатных панелей
№ 5
Рис. 3. Поперечный разрез холодильника:
1 — слои рубероида на горячем битуме, 2 — слой паро-
изоляции, 3 — вибропрокатные плиты, 4 — потолочная
аммиачная ребристая батарея, 5 — пристенная
аммиачная ребристая батарея, 6 — гидроизоляция, 7 —
бетонный пол, 8 — слой керамзитового гравия, 9 — бетонная
подготовка с электронагревателями.
На нижнюю плиту, опирающуюся на фермы,
уложена мипора, слой рубероида и верхняя
плита, которая на 1000 мм длиннее нижней. В
результате над стеной образуется карниз.
На верхнюю плиту, имеющую уклон 0,5%,
наклеен рулонный ковер.
Холодильник состоит из двух одинаковых
камер площадью по 288 ж2, предназначенных
для хранения мороженых грузов в таре при
температуре — 18°.
Потребность в холоде обеспечивается двумя
аммиачными компрессор-конденсаторными
агрегатами марки АК-4АУ-40/30,
установленными в машинном отделении A0X4,6 м). Холо-
допроизводительность агрегатов 34000
ккал/час.
На холодильнике применена безнасосная
аммиачная система непосредственного
охлаждения.
Жидкий аммиак из конденсаторов через
ТРВА-40 поступает в отделитель жидкости,
находящийся в помещении над машинным
отделением. Из отделителя жидкости аммиак
подается в ребристые потолочные и пристенные
батареи через соленоидные вентили, работой
которых управляют температурные датчики.
Холодильная установка автоматизирована.
Контроль за ее работой периодически
осуществляется обслуживающим персоналом
холодильника № 12.
Автоматическое управление компрессорами
и соленоидными вентилями на линии подачи
жидкого аммиака в батареи производится по
температуре воздуха в камерах с помощью
Рис. 4. Стеновая панель
(разрез сбоку):
/ — прокатная
железобетонная плита, 2 —слой
мипоры, 3 .— пароизоля-
ция.
машины АМУР, установленной на
центральном пульте управления машинного отделения
холодильника № 12.
При работе холодильной установки
предусмотрена защита компрессоров от чрезмерно
высокого давления нагнетания (с помощью
реле давления РДА), нарушения смазки (реле
контроля смазки РКС), прекращения или
недостаточного протока охлаждающей воды
через рубашки компрессоров (реле расхода
воды типа РП), высокой температуры перегрева
пара (более 130°) на нагнетательной стороне
компрессоров (электроконтактным
термометром ЭКТ-1), опасного уровня аммиака в
отделителе жидкости (электронным
сигнализатором уровня типа МЭСУ и реле аварийного
отключения РА). В последнем случае
останавливаются оба компрессора одновременно.
Уровень жидкого аммиака в дренажном и
линейном ресиверах контролируется с
помощью электронных сигнализаторов уровня
типа МЭСУ-1-В.
При пуске компрессора загорается лампа
«Компрессор № 1 B) в работе».
При остановке компрессора в результате
срабатывания приборов защиты подается
звуковой и световой сигналы и указывается
причина остановки. Кроме того, при выключении
обоих компрессоров закрывается
соленоидный вейтиль, установленный перед ТРВ на
линии подачи жидкого аммиака в отделитель
жидкости.

№ 5
Повышение санитарной культуры производства мороженого
45
Рис. 5. Откатная дверь.
Температуры воздуха в камерах, воды и
аммиака измеряются термометрами
сопротивления ТСМ и логометром, установленным на
центральном пульте автоматического
управления. Там же предусмотрена кнопка управления
для аварийной остановки компрессоров.
Двери в камерах откатные, прислонного
типа, с воздушной завесой (рис. 5). Это
позволило запроектировать камеры без тамбуров
с выходом непосредственно на погрузочно-раз-
грузочную площадку.
За период эксплуатации холодильная
установка работала надежно, поддерживая
запроектированный температурный режим. Стыки
панелей и анкеры плит не создавали
«мостиков холода».
На экспериментальном холодильнике
предполагается проверить в производственных
условиях:
— целесообразность децентрализации холо-
доснабжения с устройством автономной
холодильной установки, управляемой и
контролируемой с центрального пульта и применения
для ограждающих конструкций
вибропрокатных панелей;
— экономичность электрообогрева грунта
под низкотемпературными камерами;
— работу откатных изолированных дверей
с механическим приводом;
— эффективность примененной конструкции
воздушных завес над дверями холодильных
камер.
Результаты проверки будут использованы
проектными организациями для последующей
разработки проектов аналогичных
холодильников.
Повышение санитарной культуры производства мороженого
Э. С. ДЕРБИНОВА — микробиолог фабрики мороженого Московского хладокомбината № 8
Качество мороженого в значительной
степени определяется санитарно-гигиеническим
состоянием производства.
Несоблюдение санитарно-гигиенических
требований при выработке мороженого приводит
к повышению содержания в нем бактерий,
которые могут быть причиной пищевых
отравлений и инфекционных заболеваний. Некоторые
бактерии сохраняют в мороженом
жизнеспособность в течение длительного времени:
возбудители тифа более двух лет при —20°,
возбудители паратифа и бруцеллеза — до
четырех лет при —23° [1, 2].
Одним из главных источников попадания
бактерий в мороженое является сырье [3].
Однако пастеризация смеси позволяет снизить
влияние этого источника обсеменения.
Гораздо большую опасность представляют
источники попадания бактерий в смесь после
ее пастеризации — трубопроводы,
гомогенизаторы, охладители, фризеры, фасовочные
аппараты и другое оборудование.
Особенно подвержены бактериальному
загрязнению те виды мороженого, производство
которых не механизировано. В этом случае
малейшее снижение санитарно-гигиенических
требований может привести к значительному
обсеменению продукта стрептококками,
стафилококками и возбудителями кишечных
инфекций.

46
Повышение санитарной культуры производства мороженого
№ 5
Таким образом, для снижения содержания
бактерий в мороженом необходима
эффективная пастеризация, улучшение качества мойки
оборудования и инвентаря, повышение
санитарной культуры работников, механизация
производственных процессов.
Эффективность этих мероприятий
подтверждается опытом работы фабрики мороженого
Московского хладокомбината № 8. Несмотря
на большую загруженность и весьма широкий
ассортимент продукции, работникам фабрики
удалось добиться снижения обсемененности в
1 г продукта до 10000—30000 бактерий, что
значительно ниже нормы, предусмотренной
ГОСТ (не более 250000 бактерий в 1 г
продукта).
На фабрике введена премиальная оплата
труда за приготовление высококачественных
смесей для мороженого и тщательную мойку
оборудования и инвентаря.
Показатели для премирования (см.
таблицу) установлены на основе обобщения
результатов бактериологических анализов,
проведенных на фабрике мороженого в течение
нескольких лет.
Мойка и дезинфекция оборудования и
инвентаря выполняются в ночную смену
специальной бригадой квалифицированных
мойщиков, а не рабочими производственных бригад
в конце смены. Такая организация мойки
дает лучшие результаты.
Для систематического объективного
контроля чистоты рук рабочих и эффективности
дезинфекции берется ежедневная йодокрах-
мальная проба и проводятся периодические
(один раз в неделю) санитарно-бактериологи-
ческие анализы смывов с рук.
На фабрике механизируются и
автоматизируются производственные процессы, создаются
поточные линии, что способствует повышению
производительности труда и существенному
улучшению качества продукта в
гигиеническом отношении. Последнее подтверждается
сравнительными данными бактериологического
контроля при выработке мороженого с
использованием ручного труда и с применением
автоматов.
Так, по данным 1961 г., при выработке
сливочного эскимо в шоколадной глазури на
агрегате, полностью исключающем ручной труд,
средняя обсемененность продукции составляла
7000 бактерий в 1 г, а с применением ручного
труда на некоторых производственных
операциях — 20000 бактерий.
При выработке брикетов молочного
мороженого на вафлях с помощью агрегата ОАМ,
который выполняет все операции,
средняя-обсемененность продукции в 1962 г. была равна
9000 бактерий в 1 г, а при выработке на
агрегате ФАМ, где накладка вафель и завертка
производятся вручную, — 17000.
При выработке пломбира весом по 250 г на
линии с автоматической дозировкой средняя
обсемененность его в 1962 г. составила 13000
бактерий в 1 г, тогда как в 1955 г., когда
производство этого вида мороженого не было
механизировано, она равнялась 26000.
Можно добиться лучших показателей, если
устранить в агрегатах и автоматических
линиях отдельные узлы, труднодоступные для
Профессии рабочих
Показатели для премирования
Размер
премии к
тарифной
ставке, %
Аппаратчики
пастеризационного цеха
Мойщики
пастеризационного цеха
Мойщики
оборудования, инвентаря и
тары фризеро-фасо-
вочного цеха
Уборщики
производственных
помещений, цехов, отделов
Выработка смесей мороженого с бактериальной обсеменен-
ностью не более 30000 бактерий в 1 мл и отсутствие
бактерий типично-кишечной палочки
Мойка оборудования и инвентаря, исключающая
содержание бактерий группы кишечной палочки и снижающая общее
количество бактерий в 1 мл смывных вод: для танков и ванн
— не более 100, охладителей, линий, фильтров — не
более 300
Мойка, исключающая содержание бактерий группы
кишечной палочки и снижающая общее количество бактерий в
1 мл смывных вод: для линий, мелкого инвентаря, деталей
машин — не более 500, для конвейеров машин, деревянных
лотков — не более 3000
Надлежащее санитарно-гигиеническое состояние помещений
до 15
ДО 15
до 15
от 5 до 15

№ 5
Хранение охлажденного мяса в сортовых отрубах
47
мойки и дезинфекции. Поэтому инженерно-
технические работники должны
конструировать и испытывать машины в тесном
содружестве с бактериологами и санитарными
врачами.
Чтобы улучшить санитарно-гигиеническое
состояние мороженого, необходимо
механизировать и автоматизировать не только
производство, но и мойку оборудования и
инвентаря.
В летние месяцы, при максимальной
загрузке предприятия, время на мойку и
дезинфекцию оборудования сокращается, что приводит
к ухудшению его санитарного состояния, а
следовательно, к некоторому увеличению
бактериальной обсемененности мороженого.
Механизация позволит сократить время мойки
оборудования и инвентаря без снижения
качества продукта.
С целью выявления условий снижения
бактериальной обсемененности мороженого при
частичном применении ручного труда на
фабрике выпускаются специальные опытные
партии, которые подвергаются особо
тщательной санитарно-гигиенической обработке
(мойка оборудования и инвентаря, рук,
дезинфекция производственных помещений). В этом
случае содержание бактерий в 1 г мороженого
снижается до 2000, а в некоторых случаях не
превышает 1000.
Охлажденное мясо по вкусовым и
питательным качествам лучше мороженого —
ароматичнее и нежнее. Вместе с тем при
транспортировке охлажденного мяса с периферийных
мясокомбинатов встречаются затруднения
вследствие сравнительно быстрой его порчи и
малого использования грузовой емкости
изотермических вагонов.
Для удлинения сроков хранения
охлажденного мяса применяются различные
консервирующие средства в сочетании с холодом.
Известно, что охлажденное мясо успешно
перевозят морским транспортом в атмосфере
углекислого газа при температуре от —1 до
— 1,5° из Австралии и Новой Зеландии в Анг-
Таким образом, существенное снижение
бактериальной обсемененности мороженого на
Московском хладокомбинате № 8 достигнуто
благодаря систематическому проведению
следующих мероприятий:
— санитарно-бактериологического контроля
цехов, оборудования, инвентаря, упаковочных
материалов и рук рабочих;
— организации мойки оборудования и
инвентаря в ночную смену специальной
бригадой квалифицированных мойщиков;
— введения премиальной оплаты труда за
приготовление высококачественных смесей
для мороженого и тщательную мойку
оборудования и инвентаря (по показателям
бактериологического анализа);
— систематической санитарно-просветитель-
ной работы;
— постоянного совершенствования
технологии, механизации и технического оснащения
производства мороженого.
ЛИТЕРАТУРА
1. М. I. Prucha, I. M. Branrion, «Jr. of Bact»,
1925, № 11.
2. G. I. W a 1 1 а с e, «J. Dairy Sci», 1938, № 21.
3. Г. Л. Н о с к о в а, 3. 3. Б о ч а р о в а, С. И. 3 о л-
т а р с к а я, Е. Л. Моисеева, Пути снижения
бактериальной обсемененности мороженого, Госторгиздат,
1958.
лию [1]. Продолжительность перевозок
составляет пять недель.
Алексеевым [2] и Габриэлянцем [3]
было исследовано хранение охлажденного мяса
в атмосфере углекислого газа при 0° и ниже
и относительной влажности воздуха 95—98%.
Этими, а также другими советскими и
иностранными исследователями установлено, что
мясо хорошо сохраняет цвет и качество при
концентрации углекислого газа до 20%.
Куприянов [4] указывает, что для хранения
охлажденного мяса до 10 недель следует
помещать его при низких температурах в камеры
с содержанием в воздухе около 10%
углекислого газа.
Хранение охлажденного мяса в сортовых отрубах
Канд. техн. наук П. Л. АЛЕКСЕЕВ, анж. С. А. ЛИВШИЦ — Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности

48
Хранение охлажденного мяса в сортовых отрубах
№ 5
Во Всесоюзном научно-исследовательском
институте мясной промышленности для
удлинения сроков хранения мяса [5] применяли
антибиотики. При этом положительные
результаты были получены при использовании двух
методов — внутривенного введения и
орошения поверхности мясных туш.
Наиболее эффективным антибиотиком для
удлинения сроков хранения охлажденного
мяса признан хлортетрациклин.
Для сохранения качества и прежде всего
цвета фасованного мяса за рубежом
применяются различные упаковочные материалы.
Например, упаковка кусков мяса в пленку
«саран» под вакуумом увеличивает
продолжительность хранения до 6—7 дней. При полном
отсутствии кислорода (глубокое вакуумиро-
вание) мясо сохраняет цвет до 14 дней.
Рекомендованы для упаковки мяса
дублированные пленки.
Применяются и другие средства
консервирования мяса, например ультрафиолетовое
облучение и ионизация.
Все дополнительные средства и методы
усложняют и удорожают хранение
охлажденного мяса. Облучение и обработка пищевых
продуктов антибиотиками к тому же еще
недостаточно изучены, чтобы применять их без
опасения за здоровье потребителей. Поэтому в
основном хранение охлажденного мяса в
полутушах или четвертинах производится в
обычных холодильных камерах с температурой от
3 до —1,5°.
С целью лучшего использования грузовой
емкости камер и вагонов-ледников,
применения для перевозки охлажденного мяса
вагонов с машинным охлаждением, не имеющих
подвесных путей, а также облегчения
механизации грузовых работ неоднократно возникал
вопрос о необходимости выпуска
охлажденного мяса с мясокомбинатов в сортовых отрубах
и об опытных железнодорожных перевозках
его. Такие опыты были проведены в 1957 г.
ЦНИИ МПС и ВНИИМП (С. О. Гусев и
Г. В. Бабин) и дали положительные
результаты.
По заданию Министерства торговли РСФСР
авторы при участии микробиологов Г. Л.
Носковой и А. А. Деминой (ВНИХИ) в 1962 г.
провели опыты с целью определения
максимальных сроков сохранения охлажденного
мяса в сортовых отрубах. Всего было сделано
пять опытов.
Охлажденное мясо, разделанное на
сортовые крупные отрубы (до 10 кг каждый),
доставляли с Московского мясокомбината в
камеры ВНИХИ и после охлаждения до 0°
оставляли на хранение при температуре 0-f-
1,5° и относительной влажности 80—90%.
В первых двух опытах отрубы обертывали в
различные пленки (полиэтилен, целлофан и
пергамент), а затем укладывали в два ряда
(по высоте и длине) в деревянные ящики.
Кроме того, куски по 0,5 кг обертывали в
полиэфирную пленку, лакированный целлофан,
полиэтилен черного цвета, кашированную под-
пергаментом алюминиевую фольгу (в одном
варианте — фольгой к мясу, в другом — под-
пергаментом к мясу) и полиэтилен-целлофан.
В третьем опыте отрубы мяса помещали в
ящики в один и два ряда с прокладкой между
ними полиэтиленовой пленки. Один отруб был
обработан агароидом (Г°/о-ный раствор).
Учитывая исследования проф. Н. А.
Головкина [6], в четвертом и пятом опытах отрубы
мяса хранили без обертки при температуре,
близкой к — 2°. При этом их помещали в
ящики в два и пять рядов с прокладкой между
ними реек.
В первых трех опытах уже после пяти-ше-
стисуточного хранения, независимо от
оберточного материала, одновременно с выделением
сока происходило потемнение мяса, оно
теряло товарный вид, но еще относительно долго
оставалось доброкачественным. Более быстрое
изменение качества мяса наблюдалось в
местах неплотного прилегания оберточного
материала к поверхности отрубов. Только у мяса,
обернутого в кашированную фольгу (фольгой
к мясу), цвет остался без изменения даже
после 11 суток хранения.
Качество мяса ухудшалось быстрее в
нижних рядах ящиков, где значительно раньше
появлялся запах «лежалого мяса», а затем на
9—10 сутки хранения отмечалось ослизнение
поверхности.
Изменение рН и гидрофильности
охлажденного мяса, хранившегося в различной
обертке, показано на рис. 1, а и б.
Отруб, обработанный агароидом, потемнел
так же быстро, как и отрубы в обертке.
В четвертом опыте, при температуре —2°,
легкий запах порчи мяса появился только на
21, а в пятом опыте — на 17 сутки. Более
раннее появление запаха порчи мяса в пятом
опыте, по-видимому, объясняется тем, что на
хранении в этом опыте находилось мясо
молодняка.
Величина рН и гидрофильность отрубов
мяса, хранившихся при —2°, изменялись
примерно так же, как и мяса,
хранившегося при 0°. Изменение цвета стало
заметным на 5—6 сутки. Ослизнение
поверхности отмечено на 13—15 сутки и то лишь в ме-

№ 5
Хранение охлажденного мяса в сортовых отрубах
49
6,2
бА
щ
5,4
5,2
——
,и
к^
t—*
JJJ33
-*-В иеллофане
-к-в пергаменте
—« i 1 i х_
10
12 74
Сутки
70 11 1?
Сутки
Рис. 1. Изменение рН (а) и гидрофильности (б)
при хранении охлажденного мяса в различной
упаковке,
стах соприкосновения с рейками и между
собой.
На разрезе мяса, хранившегося при —2°,
обнаруживались кристаллики льда. Однако
гистологические исследования срезов
показали, что по морфологической структуре они
практически не отличались от срезов мяса,
хранившегося при 0° (рис. 2): общие
очертания и расположение мышечных пучков
сохранены. При такой морфологической
структуре ткань мышцы способна к восстановлению
первоначальных свойств при оттаивании.
Органолептическая оценка мяса четвертого
и пятого опытов после 16—18 суток хранения
показала, что мясо имело нежную
консистенцию и хороший аромат, а бульон — «полный»
вкус и прозрачный светло-соломенный цвет.
Но куски, отрезанные от поверхностных
частей отрубов, придавали бульону запах
«лежалого мяса».
Проведенные опыты показали, что обычные
условия хранения мяса в четвертинах и
полутушах при температуре от 0 до —1° для
мяса в сортовых отрубах не пригодны, так как
незащищенная поверхность отрубов быстро
темнеет, теряется мясной сок, а затем появляет-
Рис. 2. Гистологические срезы мяса, хранившегося при 0° (а) и —2° (б).

50
Хранение охлажденного мяса в сортовых отрубах
№ 5
ся слизь и запах порчи.
Обычная обертка кусков (без вакуумиро-
вания) положительных результатов не дала:
изменение цвета, вытекание сока и появление
слизи и запаха порчи началось почти
одновременно как у отрубов в обертке, так и без нее.
Только цвет мяса, обернутого в каширован-
ную фольгу (фольгой к мясу), остался без
изменения даже после 11 суток хранения.
Обнадеживающие результаты дало
хранение сортовых отрубов при —2°. При этой
температуре удалось сохранить мясо в
удовлетворительном виде до 12—15 суток. Такая
продолжительность хранения вполне достаточна
для транспортировки мяса в сортовых
отрубах в вагонах-рефрижераторах с
периферийных мясокомбинатов и для кратковременного
хранения их на холодильниках до реализации.
ЛИТЕРА ТУР Л
1. Д. Г. Рюто в, В. И. Шел а и у г п н,
Мясоперерабатывающие и холодильные предприятия Англии, Изд.
Бюро технической информации и пропаганды
ВНИИМП, 1958.
2. И. А. Алексеев и др., Влияние углекислоты на
скоропортящиеся продукты, Труды ВНИХИ, сб. 1,
1933.
3. М. А. Г а б р и э л я н ц, Хранение охлажденного
мяса в. атмосфере углекислого газа, Сборник
«Достижения и задачи в производстве и применении холода е
народном хозяйстве СССР», 1960.
.4. И. Куприн но в, Охлаждение и хранение свежего
мяса, Материалы IX Международного конгресса
холода, Изд. Министерства промышленности мясных и
молочных продуктов СССР, вып. 57, М., 1956.
5. В. М. Горбатов, Применение антибиотиков для
удлинения сроков хранения мяса и мясопродуктов в
охлажденном виде, Сборник докладов от СССР на
московской конференции Международного института
холода, Госторгиздат, 1959.
6. «Мясная индустрия СССР», 1963, № 1, стр. 8.
ПРИНИМАЕТСЯ ПОДПИСКА НА 1964 ГОД
на журнал
„ХИМИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ"
орган Государственного Комитета химической
и нефтяной промышленности при Госплане СССР
Год издания 40-й
В журнале печатаются статьи по вопросам производства
минеральных удобрений, химических средств защиты растений, кислот, щелочей,
горнохимического сырья, продуктов основного органического синтеза,
синтетических красителей, реактивов и др.
Помещаются материалы, посвященные достижениям науки и
техники и их использованию в технологии химических производств; задачам и
опыту работы химической промышленности Советского Союза; технико-
экономическим показателям химических производств и передовым
методам производства; автоматизации управления и контроля
технологических процессов; механизации трудоемких операций; оборудованию
химических предприятий и методам расчета технологических процессов и
аппаратуры; охране труда и технике безопасности; опыту различных
отраслей химической науки и техники за рубежом.
Журнал рассчитан на инженеров, техников и
высококвалифицированных рабочих химических и смежных с ними заводов, работников
научно-исследовательских институтов, заводских лабораторий,
проектных организаций, преподавателей и учащихся вузов и техникумов.
Объем номера 10 печатных листов. Журнал выходит 12 раз в год.
Подписная цена: на 12 месяцев — 9 руб. 60 коп., цена отдельного
номера — 80 коп.
Журнал распространяется ТОЛЬКО ПО ПОДПИСКЕ.
Подписка принимается в пунктах подписки «Союзпечати»,
почтамтах, городских, районных узлах и отделениях связи, общественными
распространителями печати на предприятиях, в учреждениях и учебных
заведениях.

ОБМЕН
Аммиако- раздаточная станция
На предприятиях рыбной, мясной и
птицеперерабатывающей промышленности
Астраханской области эксплуатируется
значительное количество аммиачных холодильных
установок, для пополнения системы которых
необходимо примерно 90—100 т аммиака в год.
Чтобы обеспечить снабжение аммиаком этих
предприятий, по решению Управления рыбной
промышленности Астраханского совнархоза,
на территории Астраханского
рыбоконсервного холодильного комбината в 1960 г. была
построена и пущена в эксплуатацию аммиако-
раздаточная станция производительностью 20
баллонов аммиака в час.
Аммиако-раздаточная станция (рис. 1)
расположена на расстоянии 20 м от хранилища
аммиака и в 60 ж от компрессорного цеха.
Длина здания 20, ширина 11,8 и средняя
высота 3,65 м. Стены и перегородки толщиной
40 см выполнены из камня-ракушечника,
оштукатурены и побелены.
Крыша двухскатная. Сварные фермы шагом
Рис. 1. Аммиако-раздаточная станция:
I — склад хранения пустых баллонов, II —склад хранения наполненных баллонов, III
помещение для наполнения баллонов аммиаком; / — погрузочно-разгрузочная платформа, 2
дефлекторы, 3 — весы, 4 — вытяжной зонт, 5 — жидкостный и газовый коллекторы.

52
Обмен опытом
№ 5
1,5 м, изготовленные из труб диаметром
57X3,5 мм и круглой стали диаметром 12 мм,
покрыты листами железа (с помощью
электросварки) толщиной 2 мм. Железо окрашено
алюминиевой краской. На крыше установлен
громоотвод высотой 3,5 м от конька.
Полы имеют песчаную подсыпку вровень с
платформой и асфальтированы по щебеночной
ъодточоъ^ чолида&ай 10 см.
Все даери зддния открываются наружу. Д^е-
ри с обеих сторон обиты кошмой с глиной, а
затем железом и окрашены.
К торцу здания примыкает
асфальтированная автомобильная погрузочно-разгрузочная
крытая платформа 1 шириной 2 м.
Станцию обслуживает компрессорный цех
холодильника, в штат которого входят два
зарядчика, имеющие третий разряд
машинистов холодильных установок.
На станции имеются: склад I хранения
пустых баллонов площадью 79,5 ж2, склад II
хранения наполненных баллонов G9,5 ж2) и
помещение III для наполнения баллонов
аммиаком D1,8 м2).
На складах I и II баллоны укладывают
штабелями (не более пяти баллонов по
высоте). Склады имеют естественное и
электрическое освещение. Окна глухие, с двумя
форточками. Во избежание прямого попадания
солнечных лучей на баллоны стекла забелены. В
целях попарной безопасности электропроводка
улажена под штукатурку, а светильники
помещены в рефлекторы и установлены с
наружной стороны окон, по два на каждом.
Электрический щиток расположен перед входом в
помещение.
На складах осуществляется вытяжная
вентиляция с помощью трех дефлекторов 2
(НАГИ № 5) производительностью по
670 м*]час.
В помещений для наполнения баллонов
аммиаком установлены два дефлектора и
вытяжной зонт 4, расположенный непосредственно
над зоной наполнения, вблизи весов 3, а также
два вентилятора — для нагнетания чистого
воздуха (вентилятор ЭВР № 3
производительностью 2000 м3/час) и отсоса воздуха,
загрязненного аммиаком (осевой вентилятор № 4
серии МЦ). На наружной стене внутри
помещения смонтированы жидкостный и газовый
коллекторы 5, с помощью которых можно
одновременно наполнять аммиаком два баллона-
От клиентов принимаются только баллоны,
удовлетворяющие требованиям техники
безопасности. Принятый баллон регистрируется в
журнале, где отмечается его номер, год
следующего гидравлического испытания, вес и
Ч.
Рис. 2. Разводка аммиако-раздаточной станции:
1 — жидкостный коллектор, 2 — газовый
коллектор, 3 —> манометр, 4 — мановакуумметр, 5 —
аварийный трубопровод, 6, 7, 8, 9, 11, 13, 14 —
вентили, 10, 12 — жидкостные трубопроводы, 15 —
всасывающий трубопровод.
количество заполненного в него аммиака.
В разводку аммиако-раздаточной станции
(рис. 2) входят жидкостный / и газовый 2
коллекторы и вентили, расположенные на стене
помещения для наполнения баллонов
аммиаком, на высоте 0,5—0,9 м.
Коллекторы сделаны из труб диаметром
57 X 3,5 мм, длиной 2 м. На жидкостном
коллекторе установлен манометр 3 со шкалой до
16 ати, так как жидкий аммиак подается на
зарядку под давлением конденсации. На
газовом коллекторе установлен мановакуумметр
4 со шкалой до 6 ати. На стене смонтирован
аварийный трубопровод 5 диаметром 38X2,5
мм, выведенный на крышу, на 1 м выше
конька здания.
Заряжать можно одновременно два баллона.
От жидкостного коллектора к весам подходят
две трубки диаметром 12 мм с вентилем 6 на
конце, имеющим накидную гайку со
свинцовой прокладкой. Для безопасной работы
накидная гайка вентиля крепится к вентилю
баллона струбциной.
Открыв на баллоне вентиль, остаточным
давлением проверяют плотность соединения

№ 5
Проверка работы сигнализаторов уровня ЭСУ-1
53
его с накидной гайкой. После этого
приступают к зарядке баллона, для чего
последовательно открывают вентили 6 и 7, а затем, очень
медленно, — вентиль 8. Убедившись, что
пропуска аммиака нет, полностью открывают
вентиль 8, следя за наполнением баллона по
заранее отрегулированным весам. Время
зарядки зависит от давления и температуры, с
которой жидкий аммиак поступает в
жидкостный коллектор.
В летнее время для ускорения зарядки
баллоны продувают. Подав первую порцию
аммиака в баллон, его присоединяют к
всасывающему коллектору, при этом закрывают
вентиль 7 и открывают вентиль 9. Так повторяют
один — два раза, в зависимости от наружной
температуры.
Жидкий аммиак можно подавать для
зарядки по трубопроводу 10 (диаметр 38X2,5 мм),
идущему из хранилища аммиака, через
вентиль 11 или из системы компрессорного
отделения по трубопроводу 12 (диаметр 57 X 3,5
мм) через вентиль 13.
Жидкостные линии холодильников
рыбоконсервного комбината соединены между собой и
с компрессорным отделением. Зарядка
баллонов, поэтому, может производиться жидким
аммиаком из системы любого холодильника.
Если после наполнения баллона аммиаком
обнаружится, что вентиль пропускает,
аммиак из баллона отсасывают. Газовый
коллектор во время зарядки постоянно соединен
со всасывающей линией 15 компрессора- В
случае аварийного положения жидкий аммиак
можно выпустить через 'аварийный
трубопровод 5, открыв вентиль 14 и закрыв вентиль 8.
По окончании зарядки вся жидкостная линия
отсасывается на вакуум, а вентили на
коллекторах закрывают.
За три года эксплуатации на станции было
заряжено около 12000 баллонов. Все затраты
по строительству и обслуживанию полностью
окупились.
Инж. В. В. ШУКАЕВ
Проверка работы сигнализаторов уровня ЭСУ-1
На Жуковском холодильнике в качестве
приборов для сигнализации уровня в аппаратах
холодильной установки (отделитель
жидкости, промежуточный сосуд, ресиверы)
применены электронные сигнализаторы уровня
ЭСУ-1 Рязанского завода тепловых приборов.
Для надежной работы сигнализатора
уровня требуется проверять и подстраивать его на
рабочем месте, не снимая с аппарата.
Обычно это производится путем искусственного
заполнения сосудов до контрольных отметок. Об
исправности приборов судят по зажиганию
соответствующих сигнальных ламп.
Такой способ проверки очень неудобен, так
как связан с опасностью переполнения
сосудов, а также с необходимостью дренировать
излишнюю жидкость в соответствующий
ресивер.
По предложению ВНИХИ этот способ был
изменен. Теперь проверка сводится к
заполнению только сигнальной колонки, в которой
размещены датчики.
В качестве примера на рисунке приведена
схема автоматизации питания
промежуточного сосуда.
При необходимости проверки работы
сигнализаторов уровня вентили РВ и 1В
закрывают, а 2В и ЗВ открывают. При этом
заполняется колонка К и последовательно сраба-
тц
U>o-H
. ЗВ
се
? рв к--
¦С*5тСХЗ—Г-~
F1
J
Схема автоматизации питания
промежуточного сосуда.

54
Обмен опытом
№ 5
тывают все установленные на ней
сигнализаторы уровня. По окончании проверки вентили
возвращают в исходное положение.
Если необходимо проверить соленоидный
вентиль СВ, то закрывают РВ и 1В, а
открывают только 2В. При открытии СВ колонка
должна заполниться, при закрытии —
остаться пустой.
Аналогично проверяются сигнализаторы,
установленные на отделителях жидкости.
Описанный способ проверки электронных
сигнализаторов уровня оказался очень
удобным. Он позволяет значительно упростить и
ускорить проверку.
Таким же образом можно проверять не
только сигнализаторы ЭСУ-1, но и любые
другие датчики уровня.
В. М. КУТАНИИ, И. В. ЛИТВИНОВ
Замена клапанов в компрессоре
На Краснодарском мясокомбинате в
течение десяти лет эксплуатируются аммиачные
компрессоры типа VN 180 с дисковыми
клапанами.
Запасные клапанные пластины
изготовлялись кустарным способом, в связи с чем
качество их было очень низким, а стоимость
высокой.
В последние годы на отечественных
компрессорах вследствие увеличения скорости
вращения коленчатого вала стали применяться
ленточные клапаны, одним из достоинств которых
является простота ремонта. При выходе
клапана из строя нужно лишь заменить
сломанные пластины. Притирки пластин к седлу
клапана не требуется.
На Краснодарском мясокомбинате дисковые
клапаны были заменены ленточными
клапанами компрессора ДАУ-80, выпускаемыми
Краснодарским компрессорным заводом.
Проходные сечения ленточных клапанов
несколько меньше, чем дисковых, однако увели-
-kj
„. оЛо~ 0,075
Ф202..а,95
Ф212*
Ф1791,
«У1
Ф?19-ш
&
1 1 Н/
Цилиндр компрессора VN 180 с ленточными клапанами:
1 — нагнетательный клапан компрессора ДАУ-80, 2 — ложная крышка, 3 — цилиндр,
4 — всасывающий клапан компрессора ДАУ-80, 5 — венец, 6 — поршень, 7 — кольцо.

№ 5
Поименение эпоксидной смолы при ремонте конденсаторов
55
чение скорости пара в щели столь
незначительно, что не вызывает заметного
возрастания потребляемой компрессором мощности.
При замене дисковых клапанов ленточными
необходимо сделать следующее.
Для замены всасывающего клапана:
заглушить на ленточном клапане компрессора
ДАУ-80 шесть крепежных отверстий и
проточить на верхней стороне уступ глубиной и
шириной по 5 мм (см. рисунок); изготовить
новые крепежные венцы с выступом 5X5 мм;
расточить отверстие д/:я посадки клапана в
На холодильных установках многих
рыбоморозильных судов (РМС) применяются
горизонтальные кожухотрубные конденсаторы
поверхностью по 40 м2.
К кожуху конденсатора приварены две
трубные стальные решетки. В решетках
развальцованы и залиты специальным сплавом 291
медные трубки диаметром 18X1,5 мм.
При ремонте установки на одном из судов
была произведена замена значительной части
трубок- Это было сделано следующим
образом.
Залитый ранее металл был полностью
срезан с обеих решеток, трубки вырезаны и
удалены, отверстия под трубки обработаны
разверткой с восстановлением канавок,
вставлены новые трубки и развальцованы в решетках
так, чтобы концы их выступили на толщину
слоя заливки.
Перед заливкой обе решетки были очищены
Рыбоморозильные суда (РМС) типа
«Дружба» оснащены дьухступенчатыл
прессорами V-1008/2 завода «Kalte
(ГДР), работающими на фреоне-12.
При ремонте судов на Астрахански.. .
холодильную установку зарядили фреоном-22
в количестве 1,5 т.
Применение фреона-22 вместо фреона-12не
требует каких-либо изменений в конструкции
и регулировке установки.
Эксплуатация холодильной установки на
фреоне-22 показала хорошие результаты.
Отмечено лишь незначительное увеличение изно-
поршне компрессора с диаметра 176 мм до
диаметра 189 мм (диаметр клапана
компрессора ДАУ-80) и нарезать восемь гнезд для
крепежных винтов по окружности диаметром
204 мм.
Для замены нагнетательного клапана:
изготовить новые ложные крышки; проточить на
нижней стороне ленточного клапана уступ
глубиной и шириной по 5 мм.
Замена клапанов позволила упростить ре-
.монт и эксплуатацию компрессоров.
В. И. АРТЕМЕНКО
с помощью пескоструйного аппарата,
тщательно обезжирены ацетоном и прогреты
лампами до температуры 50°. Заливка
производилась при вертикальном положении
конденсатора.
Для заливки трубок в решетке была
применена эпоксидная смола СН5-Эпокси-1200
(поставляется в комплекте с отвердителем из
Чехословакии).
Состав смеси в весовых частях: смола CHS-
Эпокси-1200—100, отвердитель — 6,5-f-7,
цемент (марки не ниже 400) — 40.
Через сутки после заливки одной решетки
таким же образом была залита другая.
Затем конденсатор опрессовывали под
давлением 30 кг/см2.
Отремонтированные указанным способом
на Астраханской верфи конденсаторы были
установлены на судне. Эксплуатация их
показала хорошие результаты. Инж д с КУЧЕРОВ
са поршневых колец и пластин клапанов. При
—м и том же температурном режиме цикл
)аживания сокращается с 45 до 35 минут,
омах поддерживается устойчивая
темпера при полной загрузке- В самое жаркое
вг :я года давление конденсации не
превышает 12,5 кг/см2. При использовании в этот
период глубинной воды для охлаждения
конденсаторов давление конденсации
поддерживается на уровне 10—10,5 кг/см2.
На фреоне-22 успешно работают
рыбоморозильные суда «Пымта», РМС 1526,
«Туркмения» и др.
Иняс. Л. С. КУЧЕРОВ
Применение эпоксидной смолы при ремонте конденсаторов
Фреон-22 вместо фреона-12

56
Обмен опытом
№ 5
Фрезерная головка для изготовления отверстий в коллекторах
При изготовлении различных батарей
обычно требуется вырезать большое число
отверстий в коллекторах.
При автогенной резке отверстия не имеют
правильной круглой формы, поэтому
требуется дополнительная обработка вручную.
На Фрунзенском городском молочном
заводе в течение 10 лет применяется предложенная
изготовить из быстрорежущей стали с
последующей пайкой к резцедержателю, а также из
углеродистой стали У-10. В случае
применения углеродистой стали скорость резания
следует снизить.
Для увеличения срока службы
направляющей рабочий ее конец с шестигранником
должен быть закален.
35
Калить Re -50
Фрезерная головка.
автором фрезерная головка, состоящая из
корпуса 1 (см. рисунок), на который с одной
стороны навинчивается резцедержатель 2 с
резцами: Другая сторона корпуса оканчивается
хвостовиком с конусом Морзе. В центре
головки имеется направляющая 3. На торце
резцедержателя припаяны резцы из быстрорежущей
стали стандартного изготовления.
Вначале на заготовке коллектора делают
разметку и предварительно сверлят отверстия
диаметром от 20,2 до 20,5 мм. После этого
заготовку обрабатывают на фрезерном станке с
помощью фрезерной головки. Эту операцию
можно выполнять также на сверлильном или
токарном станках.
Изображенная на чертеже фрезерная
головка предназначена для труб диаметром 57Х
Х3,5 мм} но при замене резцедержателя
можно фрезеровать отверстия и других диаметров.
После 11-й, 12-й операций резцедержатель
снимают, отворачивают направляющую 3 и
сбрасывают вырезанные шайбы.
Режущую часть фрезерной головки можно
Корпус фрезерной головки изготовляется
из хромистой стали X или 40-Х твердостью
35-^-40 HRC; резцедержатель—из стали 40-Х
или У-10 твердостью 35-^-40 HRC;
направляющая—из стали У-10 твердостью 40 HRC и
хвостовая часть—50ч-52 HRC; резцы — из стали
Р-18 твердостью 62-f-65 HRC.
Передний угол резца 9°, угол резца 69°,
задний угол резца 12°. Заточка производится
по передней режущей кромке. Все резцы
расположены по окружности.
Отверстия в коллекторах и трубных
решетках на машиностроительных заводах
изготовляются с помощью специального
оборудования. В этом случае фрезерную головку
навертывают на короткий пустотелый шпиндель,
внутри которого перемещаются вырезанные
шайбы. Работа может производиться без
разборки головки.
Фрезерная головка позволяет чисто, быстро
и правильно изготовлять отверстия в
коллекторах.
Инж. Е. Ф. КРАПОВНИЦКИЙ

Наладка машины АМУР
Наладке машины предшествует внешний
осмотр. На наружных поверхностях шкафа и
блоках не должно быть вмятин и царапин.
Блоки должны плотно и без перекосов
входить в гнезда, обеспечивая надежные
соединения в штепсельных разъемах.
Наладка машины включает проверку
исправности основных элементов и узлов,
подгонку дополнительных линейных
сопротивлений, проверку градуировки задатчиков и
определение погрешностей измерительного
прибора.
Проверка исправности основных элементов
и узлов *
Блоки обегания (блок № 308).
Проверка производится с помощью контрольного
генератора импульсов (блок № 312) с периодом
повторения 3 секунды.
Шсле пуска обегания нужно проследить за
процессом переключения, имея в виду, что при
переходе с одной точки на другую в течение
непродолжительного времени на блоках
обегания должны гореть две лампы—предыдущая и
последующая (переход с перекрытием).
Горение двух ламп в течение всего цикла или
самопроизвольное выключение всех ламп
свидетельствует о .неисправностях в системе
обегания.
Проверку следует проводить в течение
двух-трех полных циклов, после чего
повторить один цикл с рабочим генератором
импульсов нормальной продолжительности.
Проверку проводят при положении
измерительных ключей «Автоматика».
Усилитель (блок № 302). Для проверки
усилителя обегание останавливают и
распределитель фиксируют на одной из точек (кроме
девятой и десятой точек каждого блока).
Проверку удобно вести на первой точке
первого блока. К входным клеммам этой точки
присоединяют две катушки п и Г2 сопротивле-
* Описание схемы и конструкции машины АМУР см. в
заводской инструкции и журнале «Холодильная
техника», 1961, No I
ние'м по 7,5 ом и магазин сопротивлений /?т
(рис. 1).
Задатчик устанавливают в положение 0°, а
на магазине RT = 53 ом вращением
рукоятки корректора блока № 302 находят среднее
положение между зажиганием и гашением
сигнальной лампы первой точки на блоке
запоминания (блок № 311). Затем зажигают и
гасят эту же лампу, меняя величину RT.
Усилитель исправен, если разность
сопротивлений зажигания и гашения не превышает
0,07 ом.
Для проверки стабильности настройки
следует спустя двое суток повторить испытания,
не изменяя положения корректора и не
выключая машины. Значение /?т,
соответствующее зажиганию и гашению, не должно
измениться более чем на + 0>07 ом.
Рис. 1. Схема проверки усилителя.
Блоки запоминания (блок №311).
Пускают обегание и поворачивают ручку
корректора блока № 302 до отказа против
часовой стрелки- При исправном состоянии блоков
№ 311 на них зажигаются и остаются
горящими все лампы. После этого корректор
переводят по часовой стрелке в крайнее положение.
Все лампы блоков № 311 должны
последовательно погаснуть.
Если проверка перечисленных основных
узлов дала положительные результаты, можно
приступить к подгонке линий.

58
Консультация
№ 5
Подгонка дополнительных линейных
сопротивлений
К машине можно подключать линии с
сопротивлением проводов по 7,5 ом. Цель
подгонки — получить заданное сопротивление
каждого из двух рабочих проводов (от клеммы
машины до термометра сопротивления)
независимо от длины линии. Это достигается
включением последовательно с линейными проводами
дополнительных сопротивлений rgl и rgi.
Предварительно все линии закорачивают у
термометров и с помощью моста Уитстона
измеряют сопротивления гл с точностью
+ 0,1 ом.
Полученные величины гл делят пополам и
по ним находят приблизительное значение
одного из дополнительных сопротивлений, напри-
мер
7,5--
Катушки с сопротивлениями rgl
изготовляют для всех линий и включают в один из
проводов. Затем последовательно для всех
точек определяют сопротивление второй
катушки. Для этого вместо сопротивления rg2
включают магазин сопротивлений Rg2, на
котором устанавливают величину 7,5 ом, а
вместо закороченного термометра /?тс —
образцовое сопротивление /?о = 48,27+0,02 ом
(рис. 2).
'-0— — —
Л
I UQ2
Проверка градуировки задатчиков
и определение погрешностей измерительного
прибора
Испытания проводят по схеме, приведенной
на рис. 3. Термометр RTC проверяемой
точки остается замкнутым накоротко, а
последовательно с катушкой rgl включают магазин
сопротивлений RT. Устанавливая задатчик в
контрольные положения (например, —42, —28,
—21, —10 и 4°), находят среднее
арифметическое величин RT, при которых зажигается и
гаснет соответстьующая лампа блока
запоминания.
а
-0
j
Рис. 3. Схема проверки градуировки задатчика и
измерительного прибора.
Погрешность срабатывания регулятора
определяется кяк
At»
А/С
Рис. 2. Схема подгонки дополнительных
сопротивлений.
0,225
где 0,225 ом/град — чувствительность медного
термометра.
Величину AR находят из сравнения
фактического /?Тф и табличного RTT значений
сопротивлений, соответствующих контрольной
температуре А /? = /?7ф — RTt.
Приводим табличные значения
сопротивлений:
Схему обегания фиксируют на точке, для
которой производится подгонка. Усилитель
предварительно балансируют. Задатчик
устанавливают на деление —21°.
Меняя Rg,y определяют сопротивления, при
которых зажигается и гаснет соответствующая
лампа на блоке запоминания. Среднее
арифметическое значений этих сопротивлений и
принимается в качестве сопротивления rgr
Аналогично
линий.
находят rg% и для остальных
tt °С . .
RTT, ом
-42 —28 —21 -10 4
43,54 46,69 48,27 50,75 53,90
Настройка считается удовлетворительной,
если A tp не превышает+0,8°.
Измерительную схему проверяют тем же
способом (см. рис. 3). Предварительно
измерительный прибор и стабилизатор
измерительной схемы подготавливаю г к работе согласно
инструкции.

№ 5
Наладка машины АМУР
59
Задаваясь табличными значениями
сопротивлений /?тт, сравнивают установленную
температуру tT с температурой ?ф,
отсчитываемой по шкале измерительного прибора.
Их
= U
tT не должна быть
разность A tH
больше +1°.
При неудовлетворительных результатах
следует провести контрольную проверку по cxej
ме, приведенной на рис. 1. Если в этом случае
результаты оказываются в пределах допуска,
необходимо вновь проверить правильность
подгонки.
Дополнительные указания
При наладке необходимы следующие
приборы: магазин сопротивлений (класса 0,1) с
ценой деления 0,01 ом, мост постоянного тока
(мост Уитстона), универсальный прибор
(тестер).
Все электрические соединения при наладке
должны выполняться тщательно.
Нестабильные переходные сопротивления могут
привести к недопустимым искажениям результатов.
r gi
и
проводом
Дополнительные сопротивления
рекомендуется наматывать
ПЭШОММ диаметром 0,35 мм.
Образцовое сопротивление R0 наматывает
ся проводом ПЭШОММ диаметром 0,1 —
0,15 мм, а катушки п и гг — проводом диамет
ром 0,35 мм.
/?. //. АЛЕКСЕЕВ, В. А. РАЙХЛИН
§Г2
?**+++Ф±^*&+&&&+4**ч*&*ЫР+&++<+++>?е&&&&^ ^»>J4d4tf4tfV54<>V^K?Vl^'V^W%>W^^^4MV3W».'^^WI^tf*^S»^rfl^MM^^^^
ОТКРЫТА ПОДПИСКА НА W64 ГОД
на научно-технический и производственный журнал
„ХИМИЯ И ТЕХНОЛОГИЯ ТОПЛИВ И МАСЕЛ*
Журнал ставит своей задачей активно пропагандировать решения
XXII съезда КПСС о развитии промышленности по переработке нефти,
газа и твердого топлива, разработке и внедрении более совершенных и
экономичных процессов получения топлив, масел, смазок и продуктов
нефтехимического синтеза.
В журнале печатаются статьи:
по обмену опытом между заводами, научно-исследовательскими и
проектными институтами в области совершенствования технологических
процессов, реконструкции установок и отдельных аппаратов;
по вопросам организации производства, повышения
производительности труда на нефтеперерабатывающих заводах, экономической
эффективности различных технологических процессов, улучшения качества
топлив, масел, смазок, присадок и их рационального использования;
по применению новых методов исследований (спектроскопия,
электронная микроскопия, хроматография, радиохимия, ультразвук и др.),
разработке контрольно-измерительных приборов и внедрению
комплексной механизации и автоматизации технологических процессов.
В связи с широким развитием производства синтетических продуктов
в журнале отводится значительное место описанию наиболее
современных схем и установок для переработки газов, нефти и твердых топлив в
продукты и полупродукты нефтехимии.
В журнале печатаются в порядке обсуждения статьи по отдельным
вопросам производства топлив и масел, обзоры, рецензии на вышедшие
книги и информации.
Журнал рассчитан на инженерно-технических работников заводов,
научно-исследовательских, проектных и учебных институтов.
Журнал выходит 1? раз в год.
Подписная цена: на 12 месяцев — 6 руб., на 3 месяца — 3 руб.
Подписка принимается в пунктах подписки «Союзпечати»,
почтамтах, городских, районьых узлах и отделениях связи, общественными
распространителями печати на предприятиях, в учреждениях и учебных
заведениях.

иностранной техники
i
Кондиционирование воздуха в универсальных холодильных камерах
За последние годы на холодильниках в ряде стран
наблюдается тенденция к переходу от
специализированных камер к универсальным для хранения различных
скоропортящихся продуктов.
Необходимость создания сезонных запасов продуктов
требует поддержания в холодильных камерах
оптимальных параметров воздуха. Решение этой задачи
возможно при оборудовании универсальных камер
кондиционерами с автоматическим регулированием температуры и
влажности воздуха в широком диапазоне.
Необходимость применения для этой цели довольно
сложных и точных приборов автоматики увеличивает
объем капиталовложений. Однако дополнительные
затраты полностью окупаются, поскольку обеспечивается
сохранение высокого качества продуктов.
Кондиционирование воздуха в холодильных камерах
имеет ряд особенностей по сравнению с бытовым и
промышленным кондиционированием. Воздух в этом
случае не требует искусственного увлажнения;
температура его в воздухоохладителе значительно ниже
температуры окружающей среды. Кроме того, в холодильных
камерах наблюдаются колебания тепловой нагрузки в
связи с изменением потребности в холоде во время
охлаждения и хранения продуктов.
Кондиционирование воздуха в холодильных камерах
преследует две цели: максимально возможное
сокращение усушки продуктов в период их охлаждения и
обеспечение оптимального режима хранения.
Точное регулирование режима во время охлаждения
поступивших продуктов не всегда целесообразно в
связи с кратковременностью этого процесса. При
длительном же хр-анении поддержание в камере требуемых
параметров воздуха играет решающую роль в
обеспечении высокого качества продуктов.
При подборе оборудования для кондиционирования
воздуха в холодильных камерах особенно большое
значение имеет правильный расчет теплового и влажност-
ного балансов камеры, на основании которых
определяют относительную влажность воздуха и требуемую
температуру кипения холодильного агента.
Испаритель (воздухоохладитель) следует
рассчитывать для режима с наиболее высокой относительной
влажностью воздуха в камере. Особое внимание
должно быть уделено определению точки росы испарителя,
зависящей от конструкции последнего и от
применяемого холодильного агента.
Рассмотрим установку для кондиционирования
воздуха в универсальной камере, рассчитанной на хранение
86 т скоропортящихся грузов при температуре около 0°
и охлаждение 12,5 т от 25 до 0° за 24 часа или на
хранение 170 т замороженных продуктов при —20-f-—25° без
начального их охлаждения.
Объем камеры 615 мг. Две стены ее наружные, а
остальные стены и перекрытие граничат с другими
камерами, в которых температура может достигать
—20-л_—25°.
Установка должна обеспечить поддержание
следующих режимов:
Режим 1
Режим И
Температура воздуха, °С . 0_f-10 —20_f_—25
Влажность воздуха, % . . 85—65 90
Режим I должен поддерживаться также и в зимний
период.
Наиболее подходящей для указанных условий
является установка кондиционирования воздуха с
распределением его через воздуховоды и перфорированный ложный
потолок (рис. 1).
Кондиционер, обслуживающий описываемую камеру,
состоит из трех пластинчатых теплообменных аппаратов,
из которых один выполняет функции конденсатора и
используется также для подогрева воздуха, осталь-
Рис. 1. Расположение кондиционера
и воздуховодов в камере:
/ — кондиционер, 2 — вентилятор,
3,6 — воздуховоды, 4 —
перфорированный ложный потолок, 5 — камера.
мые —- испарители. Для поддержания нулевой
температуры достаточно одного испарителя, в период
охлаждения поступающих грузов включаются оба.
Работа кондиционера зависит от характера
использования камеры.
При загрузке предварительно охлажденной камеры
свежими продуктами, когда температура воздуха повы-

68
Новости иностранной техники
№ 5
шается примерно до 4°, термореле TPI (рис. 2),
имеющее переключающие контакты, включает оба
испарителя. Одновременно импульсы от остальных термсреле
и влагорегулятора отключаются. Таким образом,
регулирование влажности в период охлаждения
исключается. Температура кипения при этом изменяется
регулятором давления всасывания, работой которого управляет
пропорциональный регулятор температуры в
зависимости от температуры воздуха в нагнетательном канале
кондиционера.
С уменьшением тепловой нагрузки температура
кипения меняется незначительно. Таким образом создается
минимальный перепад между температурами воздуха и
кипения, благодаря чему обеспечивается высокая
влажность воздуха в течение всего периода охлаждения.
По окончании охлаждения продуктов и понижении
температуры воздуха до 2° ТР1 отключается и
включаются все остальные приборы автоматики. При этом в
управление процессом кондиционирования воздуха
вступают ТР2 и влагорегулятор. Последний включает и
выключает осушительную систему, состоящую из
конденсатора (воздухоподогревателя) и одного испарителя,
который ранее использовался для снятия максимального
теплопритока. В то же время ТР2 воздействует на
второй испаритель, предназначенный для поддержания
нулевой температуры в камере.
Осушительная система и испаритель работают
независимо. По мере конденсации влаги из воздуха на
поверхности испарителя и образования инея испаритель
автоматически оттаивается путем орошения водой.
Процесс оттаивания контролируется реле времени, которое
через каждые три часа выключает установку на б
минут, останавливает вентиляторы и включает подачу
воды.
ТРЗ защищает камеру от недопустимого понижения в
ней температуры в зимний период. Если, например,
температура в камере опустится ниже —1°,ТРЗ отключает
испаритель. Одновременно отключаются импульсы от
TPI, TP2 и влагорегулятора и включается
конденсатор. По достижении в камере температуры 1°
восстанавливается нормальная работа.
Перевод камеры на низкотемпературный режим
осуществляется вручную. При низкой температуре
регулирование производится ТР4, которое отключает
влагорегулятор, включает оба испарителя, снижает скорость
вентиляторов и реверсирует направление их вращения.
Нормальная работа установки и обеспечение
оптимального режима зависят от распределения воздуха в
камере, которое осуществляется через перфорированный
ложный потолок и воздуховоды.
При работе на режиме I (нулевом) охлажденный
воздух подается в камеру через отверстия в ложном
потолке, а нагретый воздух отсасывается через боковые
каналы.
При низкотемпературном режиме циркуляция воздуха
осуществляется в обратном направлении и в меньшем
количестве. Благодаря этому создаются такие же
условия как при использовании пристенных батарей.
Достоинством описываемой системы является то, что
для универсальной камеры не требуется дополнитель-
&*$шш$т2шт^?ш^
Рис. 2. Схема установки:
У — конденсатор (воздухоподогреватель), 2 — испаритель, 3 —
вентилятор, 4 — универсальная камера, 5 — сток воды, 6 —
трубопровод к ресиверу, 7 — трубопровод от ресивера, 8 — всасывающая
линия к компрессору, 9 — нагнетательная линия от компрессора,
10 — водяной трубопровод; СВ — соленоидный вентиль, РДВ —
регулятор давления всасывания, ПРТ — пропорциональный регулятор
температуры, ОК — обратный клапан, ТРВ — терморегулирующий
вентиль, ТР — термореле, ВР — влагорегулятор.

№ 5
Кондиционирование воздуха в универсальных холодильных камерах
69
ной изоляции. Кроме того, в связи с большой
поверхностью испарителей оказывается возможным, как уж?,
указывалось, поддерживать малый перепад между
температурами воздуха и кипения, благодаря чему
компрессоры могут работать в более выгодных условиях, а
в камере создается высокая относительная влажность
воздуха.
Интересно сопоставить стоимость оборудования
подобной камеры со стоимостью обычного воздухохлади-
теля. Принимаем, что в обоих случаях в камере
поддерживается температура 0°, применена одинаковая схема
распределения воздуха и полностью автоматизирован
контроль режима. Максимальный расход холода для
охлаждения камеры составляет 26000 ккал/час,
температура кипения аммиака —8°. Тогда получаем:
Без конли-
ционирова-
ния
С

онированием
Общая стоимость оборудования камеры 1,00 1,38
Доля приборов автоматики в
общей стоимости оборудования, °/о . . . 13,4 31,3
Эксплуатационные расходы '1,00 1,10
Примененная система кондиционирования воздуха,
в которой конденсатор служит воздухоподогревателем,
не требует увеличения холодопроизводительности
компрессоров. Более того, такая система обеспечивает
лучшее использование холодильной установки в течение
года.
Инж. Г. М. ДЕЗЕНТ
«Das Danfoss Journal», 1963, N L
«ПИЩЕПРОМИЗДАТ»
Имеются в продаже следующие книги:
В. П. ЗАЙЦЕВ, ХОЛОДИЛЬНОЕ КОНСЕРВИРОВАНИЕ РЫБНЫХ
ПРОДУКТОВ, 2-е издание, 1962 г., 426 стр., цена 1 руб. 53 коп.
В книге рассмотрены теория и практика важнейших процессов холодильного
консервирования рыбы и рыбопродуктов: охлаждения, замораживания, производства
филе, хранения.
Приведены изменения в рыбе в процессе охлаждения, замораживания,
продолжительность процессов, расход холода, способы промышленного охлаждения и
замораживания рыбы, схема механизации производственных процессов, поточный процесс
охлаждения рыбы в судовых условиях и поточные линии для замораживания.
В. М. ГОРБАТОВ, А. А. МАНЕРБЕРГЕР, ПРИМЕНЕНИЕ ХОЛОДА В МЯСНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ, 1963 г., 286 стр., цена 1 руб. 04 коп.
В книге дается химический состав, основные физические константы и термические
свойства мяса и субпродуктов.
Описаны методы консервирования мяса и мясопродуктов с применением холода,
режимы хранения охлажденных и замороженных мяса и мясопродуктов.
Даются технологические нормы расчета площадей охлаждаемых помещений
мясокомбинатов и методика определения расхода холода, выбора холодильных машин и
аппаратов.
Приведены схемы автоматизации контроля и регулирования холодильных
установок и комплексной автоматизации холодильника мясокомбината.
Книга предназначена для инженерно-технических работников предприятий мясной
промышленности.
Е. Г. ПАВЛОВ, ХОЛОД НА СУДАХ РЫБНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ, 2-е
издание, 1961 г., 296 стр., цена 1 руб. 06 коп.
В книге изложены вопросы применения холода для технологической обработки
рыбы на судах рыбной промышленности.
Показано перспективное направление в создании новых судов с применением
холодильной техники.
Обобщен опыт применения холода на судах рыбной промышленности, дана
критическая оценка действующих холодильных аппаратов и установок. Показана техника
охлаждения рыбы льдом, в жидкой сере и методом бесконтактного охлаждения рассо-
лом, а также техника замораживания рыбы в рассоле бесконтактным методом и льдо-
соляным способом.
Отдельная глава посвящена условиям транспортировки охлажденной и
замороженной рыбы и рыбных продуктов.
Книга предназначена для инженерно-технических работников рыбной
промышленности.
Книги можно приобрести в книжных магазинах книготоргов; туда же
можно направлять заказы (без денежных переводов).
В случае отсутствия книг в магазинах заказы следует посылать (без
денежного перевода) по адресу:
Москва, Б-120, Мрузовский пер., 1, отдел распространения Пище-
промиздата.
Заказанные книги высылаются наложенным платежом.

nnni n л и ii 11 и
¦ " lima m. mv ¦¦ м u ¦ ¦ am
-~ — ¦¦ n ¦¦ *¦ — —' —
ft T R Г I
и ii i н и и i и ui п ii i ii l A
Термодинамические свойства фреона-14
Термодинамические свойства фреона-14 (CF4),
применяемого в нижней ступени каскадных установок для
получения температур кипения —115 = —150° [1, 2],
мало изучены.
Достаточно точно определены: нормальная
температура кипения ts=—128° [3—5]; критическая температура
^кр ** —45,45° [3—6]; критический удельный вес
Ткр^ 0,633 кг/л [3—7]; критическое давление Аср=38,13—
38,2 ата [3, 4, 5, 7~|; теплоемкость идеального га-
м =0,132 ккал/кг град при —80° [4],
cf -0,197 при
Jd
сР\ат
Jd
а также с™ =0,166 при 25° и
127° [8, 9]; теплоемкость кипящей жидкости сх =
0,27 ккал/кг град при —80° [4] и сх =0,217 при
1 атм [10].
Предварительные ориентировочные данные о
свойствах насыщенных паров фреона-14 были получены План-
ком [4] на основе работы [3].
Кривая'давления пара была рассчитана по данным ра-<
боты [11], но полученные значения расходятся с
данными работы [12].
Результаты экспериментальных исследований
удельного объема представлены в работе [13], однако они
относятся к перегретому пару выше 0°.
Ниже приводятся уравнения теории подобия рабочих
веществ, по которым были рассчитаны физические и
термодинамические свойства фреона-14 [14, 15].
Для определения давления насыщенного пара
фреона-14 было использовало критериальное уравнение (в
качестве эталона может служить наиболее изученное
вещество — вода):
lgTT:
¦c\gb-{c\gbs+\gpK,)X
36
Яб ——-
+ 35
X
где:
V ,
Ъ:
»2"
>кр
36
A)
+ 35
».=
/7кр — в атм.
'кр
При этом принято /?кр в 38,20 ата = 36,97 атм.
Для определения константы с необходимо вычислить
од*ю значение я при температуре Ф (вблизи 1 атм) по
уравнению
Нр
:idem,
ЧРкр
которое действительно для равных значений
1 -0-
1-
т
Приняв для воды
ф-14
Л
т
1
= 0,97683,
JHao
B)
О)
idem =
lgp = 0,057119 \gp
кр-
получим
= 0,057119. Следовательно, значение Т для фреона-И
можно определить по уравнению C), а соответствующее
давление насыщенного пара — по уравнению B):
D)
Хорошее совпадение значений, получаемых с помощью
уравнений A—4), с опытными данными было отмечено
в работах [14, 15].
При определении удельного веса (удельного объема)
кипящей жидкости мы исходили из того, что у
термодинамически подобных веществ, т.е. с близкими
значениями &s и to/^Kp»
7кр/#
idem'.
E)
В качестве эталона был принят фреон-13, причем
экспериментальные значения Y были взяты из работы [16].
Удельный объем сухого насыщенного пара v" также
определяли по фреону-13 с помощью уравнения
V Р v" )ь
idem'',
F)
где: R-
848
= 9,636;
(а — молекулярный вес (88,06).
Соответственно, для перегретого пара
(—)
\Pv h
= idemn.
Fа)
Полученные таким образом значения удельных
объемов сухого насыщенного пара при температурах от —150
до —70° и перегретого пара при давлениях до 17 ата и

№ 5
Термодинамические свойства фреона-14
71
температуре 100°, с погрешностью в среднем менее
0,5°/о, описываются уравнением
«=-*!_
где: v—мз/кг; Р—/сг/ле2;
848
# =
88,06*
C+DP
Ш"
С = 0,0278815;
G)
D = 0,18122 • 10~6; т=4,055.
Следует отметить, что в области перегретого пара от
0 до 100° и давлении до 17 ата значения, получаемые по
уравнению G), расходятся с экспериментальными
данными работы [13] в среднем не более чем на 0,5°/о.
Значения теплоемкости идеального газа с1р найдены
в безразмерных координатах, по прямолинейной
зависимости, действительной для термодинамически подобных
веществ:
AR ___ f
сш
1
кр
(8)
Для температур от —150 до —30° получено
с1р = ах -f Ьх t -f dx t2 ккал\кг град,
где: ш = 0,14954;
6i = 0,78966 • Ю~4;
Л = —0,1756 • 10~5.
Единственная при этом опытная точка фреона-14
(cjf =0,132 ккал}кг град, / = —80°, 0=0,8485) хорошо
располагается на общей прямой для термодинамических
подобных веществ—фреонов-11, -12 и -13. Для
температур от —30 до 100° использованы очень надежные
данные по теплоемкости из работ [8, 9].
При этом получено
«2 = 0,157194; 62 = 0,3617346 • Ю-3; d^——0,380349-10-
Теплоемкость кипящей жидкости сх ккал/кг град
при температурах от —150 до —70° определяли по
уравнению
AR
= f
1
'кр
(9)
Было получено сх = 0,34 + 0,00U.
Энтальпию и энтропию находили по известным
уравнениям термодинамики с учетом значений с' и сх, а
также уравнения G).
При составлении уравнений для энтальпии и энтропии
принималось, что при / =—100°, i'= 100,00 ккал/кг и
а'=1,0000 ккал/кг град.
Для определения значения г ккал/кг при ^=—100°
использованы критериальные уравнения
V A R Гкр J
A0)
, а. A0а)
ARP(v"- ~" u v ;
При —100° по Memi значение r=27,4, a no iderri2 —
г=27,35, в среднем 27,37 (эталон — фреон-13).
Значения энтальпии кипящей жидкости были
рассчитаны по уравнению
idem!,
— =idem2.
V) Jo
х'= 100,00-f.f^d7\
-iuu
(ii)
Значения теплоты парообразования, найденные по
уравнению
Г = Г — V ,
A2)
хорошо совпадают с результатами, получаемыми по
уравнениям A0) и A0а).
Энтропия кипящей жидкости
: S —
A3)
Для общей проверки полученных данных
использовано уравнение
Ф^
ARTS ln/?Kp
= idem = 1,045
A4)
где:
/?кр — в апгм;
„id
Ф = —; г>
„id
Vs
RTS
10333
Полученное отклонение составляет около 2%, что не
выходит за рамки допустимых погрешностей для хорошо
исследованных холодильных агентов.
На основе проведенных расчетов составлена таблица
и построены р, ри- и s, /-диаграммы.
ЛИТЕРАТУРА
1. И. С. Бадылькес, Рабочие вещества
холодильных машин, Пищепромиздат, 1952.
2. ЦКБХМ, Отчет № ОЛ-071 по испытаниям
компрессора 2ФВ-6,5 на фреоне-14, 1962.
3. D. L. F i s k e, «Refг. Eng.», 1949, v. 57, стр. 336.
4. R. • Р 1 а п к, «Hand'buch der Kaltetechnik», В. 4,
1.956.
5. ASHRAE, Guide and Data Book, Fundamentals and
Equiment, 1961.
6. L. Riedel, («Kaltetechnik», 1957, № 9.
7. E. Gelles, JACS, 1953, v. 75, № 21.
"8. С. Е. Decker, A. G. Meister, F. A.
CI eve lend, «Journ. Chem. Fhys.», 1951, v. 19, p. 784.
9. А. А. Свердлин, И. Н. Г о д н е в, ЖФХ,
1953, т. 27, 10.
10. А. Ейске п, «Z. Phys. Chemie», 1938, v. 41, № 4.
11. N. V. Thornton, А. В. Burg, H. J.
Schlesinger, «Journ. Amer. Chem. Soci», 1933, v. 55.
12. O. Ruff, R.»Keim, >«Z. anorg. Chem.», 1931,
v. 201.
13. W. Schneider, «Journ. Chem. Phys.», 1951,
v. 9, № 7.
14. И. С. Бадылькес, Рабочие вещества и
процессы холодильных машин, Госторгиздат, 1962.
15. И. С. Бадылькес, Обобщенный метод расчета
термодинамических свойств холодильных агентов,
Госторгиздат, 1963.
16. Properties of Commonly — used Refrigerants,
ARI. Washington, 1957.

72
Справочный отдел
&Л«,«№ЛС/ & §
S-
& 8
^

№ 5
Термодинамические свойства фреона-14
73
Щ Щ
128 1рО
132
3 ,ккам/кГ°Х
s, /-диаграмма фреона-14.

74
Справочный отдел
№ 5
Свойства насыщенных паров фреона-14
t,° с
-150
— 145
-140
-135
-130
—125
—120
-115
-110
-105
—100
-95
-90
-85
-80
-75
-70
/?, кг 1см2
0,1537
0,2516
0,3973
0,6066
0,8930
1,2758
1,7726
2,4052
3,1936
4,1590
5,3230
6,7080
8,3350
10,2280
12,4130
14,9200
17,7700
v', л! к г
0,5747
0,5774
0,5797
0,5889
0,5984
0,6075
0,6169
0,6215
0,6262
0,6481
0,6716
0,6878
0,7047
0,7252
0,7463
0,7664
0,7876
v", мг\кг
0,760
0,482
0,314
0,211
0,148
0,1075
0,0781
0,0579
0,0447
0,0347
0,0273
0,0217
0,0174
0,0142
0,0115
0,00037
0,00762
г, ккал\кг
35,38
34,73
34,07
33,35
32,61
31,84
31,08
30,19
29,30
28,37
27,37
26,45
25,43
24,36
23,20
21,97
20,65
V', ккал\кг
89,25
90,21
91,20
92,21
93,25
94,31
95,40
96,51
97,65
98,81
100,00
101,21
102,45
103,71
105,00
106,31
107,65
i", ккал\кг
123,81
124,22
123,63
125,02
125,40
125,77
126,13
126,48
126,81
127,12
127,40
127,66
127,88
128,07
127,20
128,28
128,30
s', ккал1кг °К
0,9219
0,9306
0,9387
0,9469
0,9548
0,9626
0,9703
0,9779
0,9858
0,9928
1,0000
1,0067
1,0135
1,0197
1,0241
1,0333
1,0398
s", к/сал/кг °К
1,2092
1,2016
1,1946
1,1883
1,1826
1,1775
1,1729
1,1688
1,1649
1,1615
1,1582
1,1552
1,1523
1,14[2
1,1469
1,1442
1,1414 J
Доктор техн. наук, проф. И. С. БАДЫЛЬКЕС
Диаграмма i, \g p для фреона-13
В опубликованных диаграммах для фреона-13 [1]
даны значения термодинамических параметров при
температурах, не превышающих 28°. Между тем, при
расчетах в области перегретого пара приходится
сталкиваться с более высокими температурами.
В приведенной диаграмме (см. рисунок) область
перегретого пара расширена до 160°. Диаграмма
составлена следующим образом. В левой ее части (до
температуры 25°), взятой из справочника
«Холодильная техника», шкала давлений дополнительно
интерполирована. Область, лежащая правее линии / = 25°, со
ставлена путем переноса точек из диаграммы,
приведенной в книге Альтхауса и Торнкуиста [2], с
соответствующим переводом единиц из английской системы мер
в метрическую.
Диаграмма удобна для расчетов каскадных
холодильных машин.
В составлении диаграммы и ее проверке, кроме
автора, приняли участие инженеры Л. В. Дровенкова и
И. М. Привалова.
ЛИТЕРАТУРА
1. «Холодильная техника», Энциклопедический
справочник, т. 1, Госторгиздат, 1960.
. 2. A. D. А 11 h о u s е, К. Н. Т u r n q и i s t,
«Modern refrigeration and air conditioning», Chicago, I960.
Инж. В. Д. ВАЙНШТЕЙН

№ 5
Диаграмма i, lg p для фреона-13
75
«5i 4j ч> ^ <xj ^ S? ii? ^ ^
Ci" <5г,- <^f ^ <^v <^» Ci,- cy ^ <^j
limlitiTTiTn dlllilllThlilil iiill! t ГТ1 I ШНЬпИшДшЕ!^^
Ъ0 с*

СОДЕРЖАН И Е
A. П. Шеффер. Состояние и перспективы развития холодильного хозяйства Казахстана 1
И. М. Гиндлин. Новые распределительные холодильники Казахской ССР 4
B. Б. Якобсон. Исследование теплового режима холодильной машины с герметичным
компрессором 7
В. М. Шавра. Эффективность регенеративного цикла в малой фреоновой холодильной
машине : : 14
В. С. Ужанский. К построению оптимальной ступенчатой системы управления
холодильной установкой . , 18
Л. 3. Мельцер, Г. АС5ихорев| в. А. Комиссаренко, Р. В. Сринивасан.
Экспериментальное исследование двухступенчатого компрессора с отношением объемов ступеней 1:1 23
B. К. Лемешко. Датчик давления для индицирования аммиачных компрессоров ... 28
C. Н. Богданов. Исследование теплообмена при кипении фреона-12 внутри
горизонтальной трубы 31
В. Н. Филаткин. Охлаждение и нагревание слоя гравия 36
Т. Ф. Пименова. Получение чистого углекислого газа для сварки 39
A. Д. Попов, Ю. А. Еремеев. Опытный автоматизированный холодильник из
вибропрокатных панелей . 43
Э. С. Дербинова. Повышение санитарной культуры производства мороженого .... 45
П. А. Алексеев, С. А. Лившиц. Хранение охлажденного мяса в сортовых отрубах ... 47
Обмен опытом
B. В. Шукаев. Аммиако-раздаточная станция 51
В. М. Кутании, И. В. Литвинов. Проверка работы сигнализаторов уровня ЭСУ-1 ... 53
В. И. Артеменко. Замена клапанов в компрессоре .54
А. С. Кучеров. Применение эпоксидной смолы при ремонте конденсаторов ..... 55
A. С. Кучеров. Фреон-22 вместо фреона-12 55
Е. Ф. Краповницкий. Фрезерная головка для изготовления отверстий в коллекторах . 56
Консультация
B. И. Алексеев, В. А. Райхлин. Наладка машины АМУР 57
Хроника
Семинар холодильной секции НТО пищевой промышленности в г. Алма-Ате ..... 60
Семинар работников рыбной промышленности в г. Балхаше 61
Читательская конференция по Энциклопедическому справочнику «Холодильная техника» 62
Координационное совещание по холодильному машиностроению 63
Совещание по вопросу усовершенствования показателя планирований объема и
себестоимости работ технологических цехов распределительных холодильников ... 65
Новости иностранной техники
Г. М. Дезент. Кондиционирование воздуха в универсальных холодильных камерах . 67
Справочный отдел
И. С. Бадылькес. Термодинамические свойства фреона-14 70
В. Д. Вайнштейн. Диаграмма i, \g p для фреона-13 74
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш Я. Кобулашвили (редактор), проф. Я. С. Бадылькес,
Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин. В. Ж. Горбатов, М. А. Горбунов, М. Г. Дик, В. Я. Зайцев,
С. Г. Ильченко, Д. Я. Кобзев, В. Я- Кокорев, Я. Я. Любимов, П. С. Максимов,
М. С. Мартынов, В. И. Матвеев, М, Я. Мертешов, П. А Минеев, Я. Я. Родин,
Д. Г. Рютов (заместитель редактора), В. Я. Филаткин, А. Я. Фомин, В. Я. Шелапутин
Адрес редакции: Москва, ул. Костикова, 12. Телефон Д 0-00-34 доб. 49
Т13316. Подписано в печать 9/Х 1963 г. 84Х10Я1Лв. Печ. л. 5 (пцивед. 8,2). Уч.-изд. л. 8,46.
Тираж 9550. Заказ 1710. Цена 60 коп.
Типография «Гудок». Москва, ул Станкевича, 7.