ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
холодильная
2/1"8 техника
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ» ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Социалистические обязательства коллектива
Московского холодильника № 13 2
Позин М. М., Петрова Е. В. О показателях использования
основных производственных фондов холодильников 3
Ионов А. Г., Кудрявцев Г. В., Кан А. В., Борманн О.
Надежность винтовых компрессорных агрегатов
рыбопромысловых судов 7
Бежанишвили Э. М., Клибанов Е. Л., Софер А. А.,
Жилко Г. Ю., Смыслов В. И., Кашкин М. П., Маку-
личева К' И., Шапошников Ю. А., Афонский В. П.,
Быков Н. П. Неметаллические поршневые кольца для
холодильных компрессоров 11
Розенфельд Л. М., Кузьмицкий Ю. В.
Термодинамический анализ процессов опреснительной установки с
теплоиспользующей абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машиной 17
Десятое А. Т., Архаров А. М. Исследование
термомеханических преобразователей нового типа с эффектом
«памяти формы» 24
Гоголин А. А., Медникова Н. М. О расчете
испарительных конденсаторов 28
Купленов Н. И.- Метод расчета теплообменных
контактных аппаратов 33
Курбан В. Д. Анализ качества автоматического
регулирования температуры в контейнере, охлаждаемом
жидким азотом 36
Горун Е. Г., Потапов В. Д., Кошкина А. Б.
Повышение технико-экономической эффективности
производства быстрозамороженных полуфабрикатов из
картофеля 38
Дербеденева 3. А. Влияние замораживания и
холодильного хранения на качество мясо-мучных
полуфабрикатов 40
Стандарты и качество
Гопин С. Р., Крузе А. С, Тихомиров В. А., Ртвелиаш-
вили Е. М., Шавра В. М., Якобсон В. Б., Зеликов-
ский И. М., Славуцкий М. П., Черняк А. Л.,
Крылов В. С. Новый ГОСТ на герметичные холодильные
агрегаты для торгового оборудования 43
ОБМЕН ОПЫТОМ
Зельбург Г. Л., Ушаков В. Ф. Автоматизация водяных
конденсаторов 47
Витавер И. М., Никитин В. А. Удаление воздуха и
влаги из фреоновой холодильной машины 48
Гринников Ю. А., Григорьянц А. Н. Очистка и осушка
испарителей и трубопроводов малых холодильных
машин 50
ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Сенягин Ю. Я. Предупреждение аварий аммиачных
поршневых компрессоров 52
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ 54,
60,
62
ХРОНИКА
Заседание секции Научного совета ГКНТ в Таллине 57
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Карпис Е. Е. Кондиционирование воздуха на
предприятиях связи 58
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Турецкий В« Л., Хвошнянский А. С.
Водорегулирующий клапан с сильфонным пневмоприводом для
холодильных машин и установок 61
РЕФЕРАТЫ 63
CONTENTS
Socialist Obligations of Collective of Moscow Cold Storage
Warehouse № 13
Pozin M. M., Petrova E. V. Indices on Utilizing Basic
Productilon Funds of Cold Storage Warehouses
Ionov A. G., Kudryavtsev G. V., Kan A. V., Bormann O.
Reliablity of Screw Compressor Units for Fishing Vessels
Bezhanishvili E. M., KHbanov E. L., Sofer A. A., Zhil-
ko G. U., Smyslov V. I., Kashkin M. P., Maku-
licheva K. I., Shaposhnikov U. A., Afonsky V. P., By-
kov N. P. Nonmetal Piston Rings for Refrigerating
Compressors
Rosenfeld L. M., Kuzmitsky U. V. Thermodynamic
Analysis of Processes in Desalination Plant with
Heat-Utilizing Lithium Bromide Absorption Refrigerating
Machine
M. Investigation of Thermo-
of New Type with Effect
M. Calculation of Evaporati-
Calculating Heat Exchange
Tempe-
Liquid
Desyatov А. Т., Arkharov A.
mechanical Transformers
«Shape Memory»
Gogolin A. A., Mednikova N
ve Condensers
Kuplenov N. I. Method of
Contact Apparatuses
Kurban V. D. Analysis of Quality of Automatic
rature Control in Container Refrigerated by
Nitrogen
Gorun E. G., Potapov V. D., Koshkina A. B. Increase of
Technical-Economic Effectiveness of Production of
Quick-Frozen Half-Finished Products
Derbedenyeva Z. A. Influence of Freezing and Cold
Storage on Quality of Half-Finished Meat-Mealy Products
Standards and Quality
Gopin S. R., Kruze A. S., Tikhomirov V. A., Rtveliash-
vili E. M., Shavra V. M., Yakobson V. В., Zelikov-
sky I. M., Slavutsky M. P., Chernyak A. L., Kry-
lov V. S. New GO ST for Hermetic Refrigerating Units
for Commercial Equipment
PRACTICE EXCHANGE
Zelberg G. L., Ushakov V. F. Automatization of Water-
Cooled Condensers
Vitaver I. M., Nikitin V. A.
from Freon Refrigerating
Grinnikov U. A., Grigoryants
Evaporators and Pipelines
chines
SAFETY ENGINEERING
Senyagin U. Y. Prevention
Compressor Breakdown
NEW INVENTIONS
Air and Moisture Separation
Machine
A. N. Cleaning and Drying
Small Refrigerating Ma-
of
of Ammonia Reciprocating
54, 60,
MISCELLANY
Meeting of Section of Scientific Council of State
Committee on Science and Engineering in Tallinn
FOREIGN TECH NICAL NEWS
Karpis E. E. Air Conditioning at Communication
Enterprises Reference Data
Turetsky V. L., Khvoshnyansky A. S. Water-Regulating
Valve with Sylphon Pneumatic Drive for Refrigerating
Machines and Plants
SUMMARIES
17
24
28
33
36
38
40
43
47
48
50
52
62
57
58
61
63
© Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1978 г.

РЕШЕНИЯ XXV СЪЕЗДА КПСС — В ЖИЗНЬ!
УДК 621.565.003
О показателях использования основных производственных
фондов холодильников
Канд. экон. наук М. М. ПОЗИНг Е. В. ПЕТРОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильноу промышленности
В материалах и решениях XXV съезда КПСС
указано на необходимость значительного
повышения уровня использования основных
производственных фондов. Изыскание путей
наиболее полного и рационального использования
основных производственных фондов — важного
условия повышения эффективности
общественного производства — является одной из
актуальных проблем развития социалистической
экономики.
О значении этой проблемы для предприятий
холодильной промышленности свидетельствует
тот факт, что увеличение загрузки действующих
холодильников только на 1 % равнозначно вводу
в эксплуатацию более 50тыс. т новых
холодильных емкостей, что дает экономию капитальных
затрат в размере 60 млн. руб. в год и позволяет
пропустить через холодильники дополнительно
350 тыс. т различных видов скоропортящихся
продуктов.
Для разработки практических рекомендаций,
направленных на рациональное использование
основных производственных фондов,
необходимо иметь систему показателей, которая
позволила бы правильно судить о действительном
уровне их использования.
Характер показателей, применяемых в
отдельных отраслях народного хозяйства для
выявления фактического уровня использования
основных производственных фондов, в
существенной степени зависит от
технико-экономических показателей и особенностей каждой
отрасли и структуры ее основных производственных
фондов.
В зависимости от особенностей той или иной
конкретной отрасли удельный вес и роль
отдельных элементов в основных
производственных фондах существенно различаются.
Почти во всех отраслях промышленности
активной частью основных фондов являются:
производственное оборудование, машины и
аппараты, а в некоторых случаях и сооружения (в
добывающей промышленности). Такая струк-
1*
тура, при которой больший удельный вес
приходится на оборудование, наиболее эффективна-
От состава, мощности и степени использования
оборудования при данной организации
производства и труда зависят уровень производи,
тельности труда и темпы роста производства.
Исследование динамики структуры основных
производственных фондов показывает, что
удельный вес зданий в них уменьшается, а удельный
вес оборудования непрерывно увеличивается,
что является следствием повышения
технического уровня производства. Социалистическое
общество заинтересовано больше вкладывать
средств в оборудование, определяющее
мощность предприятия и объем выпуска продукции.
В холодильной промышленности большую и
особую роль в технологических процессах
играют производственные здания, что отражает
специфические производственно-технические
особенности холодильников (имеются в виду
холодильники без группирующихся вокруг них
цехов мороженого, сухого и водного льда,
замораживания плодов и ягод). Отсутствие процессов,
связанных с превращением исходного сырья в
готовый продукт, обусловливает иную
структуру основных производственных фондов
холодильников.
Осуществление холодильниками основных
технологических процессов термической обработки
и хранения различных видов скоропортящихся
продуктов требует применения дорогостоящей
изоляции для всех элементов зданий. При этом
специфическую роль играет также и
конструкция самих зданий. В связи с этим стоимость
зданий резко преобладает в стоимости основных
производственных фондов холодильников.
В отличие от других отраслей
промышленности, где мощность предприятий зависит от
мощности установленного оборудования, мощность
(емкость) холодильников непосредственно
связана с размером холодильника. Структура
основных фондов на отдельных предприятиях
отличается от среднеотраслевой, что отражает
различия в уровне технической вооруженности
и другие факторы. Однако как бы ни
различались холодильники по мощности и структуре, в
стоимости их основных производственных
фондов преобладает стоимость зданий.
з

В последние годы улучшилась техническая
оснащённость холодильников. Появились новые
виды высокопроизводительного и
автоматизированного холодильного оборудования, шире
стали применяться средства механизации и
автоматизации погрузочно-разгрузочных работ.
Усовершенствуются также конструкции зданий,
используются новые эффективные виды
изоляции, сокращаются сроки и снижается стоимость
строительства холодильников. Вследствие
технического прогресса в холодильной
промышленности доля, приходящаяся на производственное
оборудование, в стоимости основных фондов
повышается. Однако из-за специфических
особенностей и характера производственной
деятельности холодильников в стоимости основных
производственных фондов и в дальнейшем будет
преобладать стоимость зданий.
Указанные производственно-технические
особенности холодильников накладывают отпечаток
на действующие показатели использования
основных производственных фондов. Как
известно, их планируют и учитывают в натуральном и
денежном выражении. Это имеет большое
значение для предприятий, так как дает возможность
определить технический состав основных
фондов, производственную мощность, что важно для
планирования рационального использования
производственных мощностей и выявления
внутренних резервов производства.
Планирование основных производственных
фондов в денежном выражении имеет большое
значение для определения себестоимости
продукции и рентабельности предприятий и
укрепления хозяйственного расчета. Использование
основных производственных фондов
характеризуется фондоотдачей — выпуском продукции в
денежном выражении на рубль основных
производственных фондов. Сравнивая фондоотдачу
за несколько лет, можно установить —
улучшается или ухудшается использование основных
фондов. Наиболее обобщающим показателем
эффективности их использования является
уровень рентабельности производства, определяемой
по отношению суммы прибыли, полученной от
реализации продукции, к стоимости основных
производственных фондов и нормируемых
оборотных средств, выделенных в распоряжение
предприятия. Этот показатель характеризует
отдачу от вложенных средств, эффективность их
использования.
Некоторые натуральные показатели
использования основных производственных фондов,
например съем продукции с 1 м2
производственной площади, применяются почти во всех
отраслях промышленности. В то же время в
каждой отрасли в соответствии с ее
производственно-техническими особенностями имеются свои
натуральные показатели использования
основных производственных фондов.
В холодильной промышленности натуральным
показателем использования производственной
мощности является емкость холодильника в
приведенных тоннах.
За мощность (единовременную емкость)
холодильника принимают максимальное
количество мороженых и охлажденных продуктов в
приведенных тоннах, которое может
находиться на единовременном хранении. Поэтому
мощность (единовременную емкость) холодильника
рассчитывают с учетом полного использования
охлаждаемых помещений, применения
прогрессивных технических норм загрузки,
технологических режимов и передовой организации
производства и труда.
Так как холодильники не вырабатывают
продукции, а термически обрабатывают и хранят
готовую продукцию и сырье, показателем
использования их мощности (единовременной
емкости) является натуральный показатель,
характеризующий уровень использования
емкости в единицу времени (год, квартал, месяц)
с учетом установленного режима времени.
Условный (приведенный) характер показателя
мощности (емкости) холодильника объективно
обусловлен спецификой и. своеобразием
производственных процессов и объектов (продуктов),
подвергающихся обработке и хранению.
На холодильники поступают различные виды
продуктов, поэтому нагрузка на единицу
производственной площади далеко не одинакова.
Ввиду этого грузооборот холодильника в
физических тоннах не может служить критерием
действительного уровня холодильной емкости.
Отсюда вытекает неизбежность приведения
различных грузов по соответствующим
коэффициентам к единому измерению (мороженому мясу).
Это необходимо для того, чтобы правильно
определить не только единовременную емкость
холодильника, но и действительный объем
хранения в приведенных тоннах и, в конечном счете,
фактический уровень использования
холодильной емкости. Совершенно очевидно, что нельзя
соотносить приведенную емкость холодильника
с неприведенным объемом хранения, поскольку
при несопоставимости этих величин будет в
корне искажен действительный уровень
использования холодильной емкости.
Необходимость использования приведенных
натуральных показателей не составляет
исключительной особенности только одних
холодильников. Без таких показателей не может обойтись
ряд отраслей тяжелой, легкой и пищевой
промышленности, например автотракторная
(выпуск тракторов в 15-сильном исчислении) или
консервная (выпуск консервов в млн. условных
банок).
4

В настоящее время на производственных
холодильниках, холодильниках торговли,
кооперации и других систем применяются два
показателя использования холодильной
емкости — средний процент загрузки холодильника
(за год, квартал, месяц) и оборот емкости за
соответствующий период. Роль и значение этих
показателей не одинаковы и не тождественны по
своему технико-экономическому и
производственному содержанию.
Средний процент загрузки холодильника
(годовой, квартальный, месячный) определяют по
отношению количества приведенных тонно-дней
хранения на планируемый или за отчетный
период к количеству тонно-дней хранения при
стопроцентной загрузке холодильника за тот же
период, т. е. по полной пропускной способности
холодильника в тонно-днях. Полная пропускная
способность холодильника при стопроцентной
его загрузке равна емкости, умноженной, при
годовом периоде, на число дней в году.
Например, годовая полная пропускная способность
холодильника емкостью 8000 т составляет
2920000 тонно-дней (8000X365).
Примерный расчет среднегодового процента
загрузки производственного холодильника
мясокомбината емкостью 8000 т, годовая полная
пропускная способность которого 2920000
тонно-дней, с учетом действующих коэффициентов
приведения различных грузов к мороженому
мясу приведен в таблице.
Продукты
Мясо мороженое
Мясо охлажденное
Масло животное
Яйца в ящиках
Всего

Коэффициент

приведения' к
мороженному
мясу
1,0
3,7
0,54
1,09
—
Количество
тонно-дней
хранения
по плану
925 000
275 000
600 000
30 000
1 830 000
Количество
действитель-':
ных
тонно-дней
хранения
925 000
1 017 500
324 400
32 700
2 299 200
В приведенном примере среднегсдовая
загрузка холодильника, принимав, что его ем-
оппл 2 299 200- 00
кость равна 8000 т, составит 2 920 0Q(— = 78,7%
Оборот емкости холодильника определяют
делением количества грузов в тоннах-брутто,
принятых холодильником за определенный период,
на его емкость. Например, если за год
холодильником было принято 60000 т различных
продуктов при его среднегодовой емкости 3000 т, то
„ л 60 000
средний оборот емкости составит -^т^г = 7,5.
Аналогичным образом определяется средне-
квартальный или среднемесячный оборот
емкости холодильника.
Несмотря на то, что из-за неодинаковых норм
нагрузки продуктов на единицу
производственной площади единственно правильным
представляется применять показатель загрузки
холодильников в приведенных тонно-днях хранения,
многие холодильники и в целом статистическая
отчетность определяют уровень использования
холодильной емкости на основе физического
объема хранения, т. е. неприведенного хранения,
что неизбежно искажает действительную
степень использования холодильной емкости.
Физический объем хранения на 6—7%
завышает показатель загрузки холодильников.
В методологическом отношении
принципиальная ошибочность определения загрузки
холодильников на основе физического
неприведенного объема хранения заключается в том, что
неприведенная величина (физический
грузооборот) соотносится с единовременной емкостью
холодильников, т. е. с изначально приведенной
величиной.
Между тем совершенно очевидно, что с
народнохозяйственной точки зрения показатель
загрузки холодильников должен с наибольшей
точностью и объективностью отражать
действительную степень загрузки холодильников.
Большое практическое значение этого
вопроса связано с оперативным решением задачи
размещения продукции по отдельным районам и
пунктам, что особенно важно при планировании
поступления ее в сезонный период, когда резко
увеличивается потребность в холодильной
емкости.
Проведенное ВНИХИ изучение практики
применения показателя использования
холодильной емкости показало, что на большинстве
холодильников не планируют средний процент
загрузки, а учитывают лишь фактическое
использование емкости на основе физического
неприведенного объема хранения. Таким образом, из
системы планируемых производственных
показателей холодильников выпадает один из
важнейших — их загрузка, фактическая величина
которой к тому же существенно искажается
применяемым способом ее исчисления.
По своему технико-экономическому
содержанию показатель загрузки холодильников в
процентах равнозначен показателю использования
производственной мощности предприятия,
являющемуся важнейшим натуральным
показателем использования основных производственных
фондов. Однако, в отличие от предприятий,
изготовляющих продукцию в натуральном
выражении, важнейшим стоимостным показателем
эффективности использования основных фондов
которых является фондоотдача, производствен-
5

ные холодильники должны планировать и
учитывать использование мощности (емкости) с
помощью натуральных показателей.
Действующий натуральный показатель
использования основных фондов производственных
холодильников, являющихся цехами
предприятий, приобретает свое стоимостное выражение
опосредовано, как важная составная часть всей
совокупности основных производственных
фондов предприятия в целом.
Натуральный показатель использования
емкости производственных холодильников в силу
однотипности и тождественности своих технико-
экономических основ с соответствующими
показателями распределительных холодильников
вливается в общую систему показателей,
характеризующих использование холодильной
емкости в целом по стране и по отдельным
союзным республикам, что имеет большое и
принципиальное значение для правильного
планирования холодильных емкостей в отраслевом и
территориальном аспектах.
В системе показателей, характеризующих
использование холодильных емкостей,
применяется, как отмечено было выше, показатель —
оборот емкости (коэффициент оборачиваемости),
исчисляемый путем деления количества
поступивших в течение года, квартала, месяца грузов
на емкость холодильника. Этот показатель
характеризует степень циркуляции грузов и
интенсивности грузооборота и зависит от характера
и функций холодильников.
Так, оборот емкости производственных
холодильников предприятий мясной промышленности
более чем в 2 раза превышает оборот емкости
распределительных холодильников. Основная
причина этого кроется в различных функциях
производственных и распределительных
холодильников и неодинаковой структуре их
грузооборота: если в производственных операциях
первых доминирующее место — 70 % —
занимает термическая обработка продуктов
(охлаждение и замораживание), то на
распределительных холодильниках удельный вес этих
операций составляет в среднем только 30%, а
удельный вес хранения — 70%. Большой
удельный вес на распределительных холодильниках
операций по хранению сезонных и других,
более длительных по срокам хранения, продуктов
определяет здесь соответственно и менее
высокий коэффициент оборачиваемости холодильной
емкости. В связи с этим методологически и
практически неправильно сравнивать и тем более
противопоставлять обороты емкости
производственных и распределительных холодильников.
Следует подчеркнуть, что оборот емкости
холодильников различен не только в разных
отраслях (промышленность и торговля), но и
внутри каждой отрасли. Так, например, годо-
б
вой оборот холодильной емкости предприятий
мясной промышленности, равный в среднем 10,
колеблется по отдельным предприятиям от 5 до
60. Это свидетельствует о наличии в отрасли
предприятий различного профиля и назначения.
Так, известно, что мясокомбинаты вывозного
значения, мясокомбинаты потребительского
значения и мясоперерабатывающие предприятия
имеют каждый свои особенности,
накладывающие отпечаток на характер и структуру запасов
и сроки хранения продукции. На уровень
оборота холодильной емкости существенно влияют
также условия размещения предприятий.
Коэффициент оборачиваемости холодильной
емкости колеблется и на распределительных
холодильниках (от 4 до 10). Это объясняется
различными условиями их размещения и
неодинаковым в ряде пунктов соотношением емкостей
производственных и распределительных
холодильников, что обусловливает в некоторых
случаях значительное переплетение их функций.
Как бы, однако, ни колебался коэффициент
оборачиваемости холодильной емкости внутри
каждой отдельной отрасли, в целом по
отдельным отраслям он имеет резко выраженные и
устойчивые различия.
Таким образом, уровень оборота емкости
зависит от функций и профиля предприятия и
конкретных условий его работы, оказывающих
влияние на интенсивность грузооборота. При
этом, чем выше оборот емкости, тем больше
физический объем грузооборота и объем погрузоч-
но-разгрузочных и внутрискладских работ.
Неслучайно, многие холодильники средней
емкости, отличающиеся высоким коэффициентом
оборачиваемости, не только не уступают по
объему грузооборота крупным холодильникам, но
значительно превосходят их по этому
показателю.
Коэффициент оборачиваемости холодильной
емкости как показатель интенсивности
грузооборота имеет большое значение для
планирования и учета объема работ и операций
численности рабочей силы и для характеристики
производственной и хозяйственной деятельности
холодильников. Этот показатель следует
рассматривать как необходимое дополнение к
показателю, характеризующему загрузку
холодильника, и другим качественным показателям
(производительность труда, себестоимость).
Анализ показателей использования
холодильной емкости, их технико-экономического
существа и взаимосвязи показал, что важным
условием эффективности работы холодильников
является правильное применение действующей
системы показателей использования основных
производственных фондов. В связи с этим
представляется необходимым сделать следующее:

отменить практику определения загрузки
холодильников путем отнесения физического, не-
приведенного, объема хранения к приведенной
холодильной емкости;
ввести на всех холодильниках планирование
их загрузки и оборота емкости — показателей,
Канд. техн. наук А. Г. ИОНОВ,
канд. техн. наук Г. В. КУДРЯВЦЕВ
Калининградский технический институт рыбной
промышленности и хозяйства
Л. В. КАН
Министерство рыбного хозяйства СССР
О. БОРМАНН
Народное предприятие «Кюльаутомат» (Берлин, ГДР)
Рыбопромысловые траулеры типа «Атлантик»,
«Прометей», транспортные рефрижераторы «Карл
Либкнехт», «50 лет СССР» и другие оборудованы
холодильными установками с винтовыми
компрессорными агрегатами S3-900, S3-1800 и
S3-2500 производства народного предприятия
«Кюльаутомат» (ГДР). Холодильные установки,
работающие на аммиаке или фреоне-22 по схеме
одно- и двухступенчатого сжатия, обслуживают
рефрижераторные трюмы, морозильные
установки, системы предварительного охлаждения рыбы
и кондиционирования воздуха. Технические
характеристики всех фреоновых установок на
судах флота рыбной промышленности,
оснащенных винтовыми компрессорами типа S3,
приведены в табл. 1.
Длительная эксплуатация винтовых
компрессоров на судах подтвердила их высокую
надежность [1, 2].
В соответствии с правилами технической
эксплуатации судовых холодильных установок
[3], а также рекомендацией завода-изготовителя
наработка винтовых компрессоров установлена:
до текущего ремонта 20000 ч, что соответствует
продолжительности работы компрессоров на
судах в течение 4—5 лет, до среднего ремонта
35 000—40 000 ч A0 лет), до капитального
ремонта 48 000—50 000 ч A2—14 лет).
Кафедра «Холодильные и компрессорные
машины и установки» Калининградского
технического института рыбной промышленности и
хозяйства совместно со специалистами народного
предприятия «Кюльаутомат» и
рыбопромышленных предприятий страны в течение последних
лет проводила комплексные работы по исследо-
которые сохранились в системе учета, но
практически отсутствуют в плановой системе;
заменить в показателях статистической
отчетности по использованию холодильных емкостей
показатель физического объема хранения
показателем приведенного хранения.
ванию надежности винтовых компрессорных
агрегатов типа S3 в целях организации
рациональной и экономичной эксплуатации этого
дорогостоящего и сложного оборудования, что
особенно важно в судовых условиях, а также
разработки мероприятий, направленных на повышение
надежности винтовых компрессоров.
Статистические данные о надежности винтовых
компрессоров базируются на результатах
испытаний, а также материалах специальных
регистрационных карт отказов холодильных установок,
заполняемых обслуживающим персоналом судов.
Всего обработано регистрационных карт на
105 винтовых агрегатов, в основном типа S3-900,
работающих на фреоне-22. Аммиачные агрегаты,
которые эксплуатируются на ряде
учебно-промысловых судов, не вошли в объем выборки
статистического материала.
Исследуемые винтовые компрессорные
агрегаты работают в промысловых условиях с
различными коэффициентами рабочего времени К
(отношение наработки компрессоров Тк к
продолжительности нахождения судна в рейсе Тр).
Для рыбоморозильных траулеров К в среднем
составляет 0,5—0,6, для транспортных
рефрижераторов — 0,26—0,30. Среднегодовая
наработка отдельных компрессоров соответственно
равна 3500—4000 и 800—1200 ч.
Максимальная наработка винтовых агрегатов,
установленных на рыбопромысловых судах, и
число зарегистрированных отказов приведены
в табл. 2. Компрессоры работали на смазочном
масле ХА-30 (ГОСТ 5546—66).
Полной статистической обработке были
подвергнуты данные по 55 винтовым компрессорным
агрегатам типа S3-900 с наработкой до 6000 ч.
Все отказы агрегатов были сгруппированы.
Характер распределения отказов в интервале
времени 0—6000 ч указан в табл. 3.
Из табл. 3 видно, что наибольшее число
отказов приходится на регулятор
производительности.
По отдельным элементам регулятора отказы
распределяются следующим образом (рис. 1):
7
УДК 621.514.5.004.6
Надежность винтовых компрессорных агрегатов рыбопромысловых судов

Таблица 1
Судно
РТМ типа «Прометей»
БМРТ типа «Пулковский
меридиан»
Транспортный
рефрижератор типа «Карл Либк-
нехт»
Транспортный
рефрижератор типа «50 лет СССР»
РТМ типа «Цемесская
бухта»
Год
постройки и страна,
построившая
судно
1971, ГДР
1974, СССР
1973, ГДР
1973,
1975, ГДР
Тип
компрессора
S3-900
1
S3-900
S3-900
S3-900
S3-900
1 S3-1800
1 S3-900

Количество
компрессоров
3
2
1 |
3
2
1
5
2
5
1
1 2
1 1
Холодо-
произво-
дитель-
ность, кВт
330
220
266 1
355

Температура
кипения, |
°с
—42
—42
—10 1
—40
266 | —38
168
550
660
540
ПО
336
1 226
—30
—40
—8
1 ~~39
—40
—41
I —10
Потребители холода
Морозильные аппараты
Система охлаждения трюмов
Система предварительного
охлаждения рыбы
Морозильные аппараты
Система охлаждения трюмов
Льдогенераторы
Система охлаждения трюмов
Система кондиционирования
воздуха
Система охлаждения трюмов
Система охлаждения трюмов
Морозильные аппараты
Система предварительного
охлаждения рыбы
Табл ица 2
Судно
РТМ типа «Прометей»
«Прометей»
«Н. Цыганов»
«В. Шевчук»
«Нерей»
«Орфей»
«Зефир»
«Беркут»
РТМ типа «Цемесская
бухта»
«В. Фомин»
«Ионава»
«Арабат»
Год
постройки
1971
1973
1974
1974
1974
1975
1975
1975
1975 .
1975

Максимальная
наработка
компрессоров, ч
9 500
10 700
11 500
6 500
7 000
6 500
9 000
6 500
6 000
4 500
Общее
число
отказов J
18
30
25
10 |
12
12
13
14
9
9
Судно
Транспортные
рефрижераторы типа «Карл Либк-
нехт»
«Вильгельм Пик»
«Фриц Геккерт»
«Димант»
| «Янтарный берег»
«Солнечный берег»
«Изумрудный берег»
Транспортные
рефрижераторы типа «50 лет
СССР»
«50 лет СССР»
«Берингов пролив»
«Пролив Санникова»
«Ирбентский пролив»
Год
постройки
1972
1973
1974
1975
1975
1976
1974
1974
1975
1975

Максимальная
наработка
компрессоров, ч
10 500
8 500
6 500
4 000
3 000
1 500
8 000
7 000
3 000
3 000
Общее
число
отказов
18
14
22
13
4
4
4
5
8
3
разрушение и потеря эластичности уплотни- разрушение и потеря эластичности уплотни-
тельных колец 13 поршня 2 и штока 3— 37 слу- тельных колец 16 на цапфе вала в крышке ре-
чаев, или 43% всех отказов, что привело к на- гулятора— 14 случаев;
рушению работы регулятора, утечке масла и разрушение и потеря эластичности уплотни-
хладагента; тельных колец И в месте прохода штока через
t

Т аблица 3
Отказавшие элементы винтового
компрессорного агрегата
Регулятор производительности
Уплотнение вала ведущего ротора
Подшипники
Масляная система
Детали корпуса (свищи в деталях)
Приборы автоматики
Суммарное число отказов в
интервале времени
Интервал времени появления отказа, ч
0 — 1000
15
4
2
1
22
Ю01 —
2000
16
4
2
1
1
24
2001 —
3000
14
5
1
1
21
3001 —
4000
12
5
1
2
20
4001 —
5000
14
3
2
19
5001 —
6000
15
2
1
18
Число отказов
по группам

абсолютное
значение
86
19
11
3
3
2
124
% к
общему числу
отказов
69,5
15,3
8,9
2,6
2,2
1,5
100
/ 2 J *
17 16 15 П 15 11
Рис. 1. Регулятор производительности:
/ — крышка регулятора; 2 — поршень; 3 — шток; 4 —
скрученный плоский стержень; 5 — втулка цилиндра; 6 — упорная
шайба; 7 — ограничитель; 8 — регулирующий золотник; 9 —
16 — уплотнительные кольца; 17 — потенциометр.
упорную шайбу с задиром штока — 13 случаев;
выход из строя потенциометра 17 — указателя
положения регулирующего золотника — 8
случаев;
ослабление крепления в корпусе
направляющей полувтулки золотника из-за вибрации при
работе компрессора с нагрузкой 95—100% —
8 случаев;
забоины на поверхности и заклинивание
регулирующего золотника 8—6 случаев;
заклинивание скрученного плоского
стержня 4 потенциометра — 2 случая.
Работоспособность компрессора
восстанавливается обслуживающим персоналом судна
путем замены уплотнения регулятора
производительности, на что затрачивается 7—10 ч.
На уплотнение вала ведущего ротора
приходится 15,3% отказов. На компрессорах фирмы
«Кюльаутомат» установлены уплотнения фирмы
«Крейн Пекинг лтд» (Англия). Неисправности
уплотнения — потеря плотности в трущейся
паре «стальной диск — графитовое кольцо» —
возникают через 2000 ч работы компрессора.
Наиболее характерной неисправностью
подшипникового узла является смещение обоймы
подшипника из-ea слабого стопорения ее в
корпусе.
Обработка статистического материала
показала, что параметр потока отказов изменяется во
времени в соответствии с законом Вейбулла.
Расчет параметров распределения проведен в
соответствии с ГОСТ 17 509—72 для плана
NRT. Параметр потока отказов винтового ком-
2 Холодильная техника № 2
9

прессора выражается зависимостью
со (t) = О,000485/- °'05; A)
Вероятность безотказной работы
PW = e-°'51-10~3<°'95. B)
Графики функций о)(/) и Р (t) приведены
на рис. 2.
Установленный закон распределения времени
безотказной работы справедлив также для
компрессоров, наработавших более 6000 ч, что
подтверждается данными по компрессорным
агрегатам судов «Н. Цыганов» (наработка 10 700 ч)
и «Фриц Геккерт» (наработка 8500 ч).
Полученные результаты показывают
достаточно высокую надежность винтовых
компрессорных агрегатов: средняя наработка до отказа
составляет 2500 ч, при этом нет отказов базовых
деталей (ротора, корпуса и др.).
На ряде судов типа «50 лет СССР» и других
винтовые компрессоры наработали до 8000 ч
и за этот период имели не более трех — четырех
отказов (нарушалось уплотнение регулятора,
появлялись трещины в корпусе масляных
фильтров), которые были устранены силами
обслуживающего персонала в период промыслового
рейса.
Вместе с тем на отдельных судах из-за
выхода из строя ответственных узлов компрессоры
пришлось заменить новыми. Так, на
транспортном рефрижераторе «Вильгельм Пик» у двух
компрессоров S3-900 выпуска 1971 и 1972 гг. при
наработках соответственно 150 и 9000 ч
нарушилось крепление и оборвалась шпилька
направляющей полувтулки регулятора
производительности. При осмотре были обнаружены наклепы и
забоины на поверхности золотника, крышке
корпуса и полувтулке. Причина отказа —
ненадежное крепление направляющей полувтулки.
На этом же судне были заменены еще три
компрессора выпуска 1971, 1972 и 1974 гг.,
наработавших соответственно 1100, 500 и 1400 ч, по
причине смещения обоймы подшипника из-за
ее слабой посадки. При этом компрессор при
пуске автоматически отключался из-за
недопустимого падения давления масла.
Интенсивность отказов на транспортных
рефрижераторах типа «Карл Либкнехт» и «50 лет
СССР» на 20—50 % меньше, чем на рыболовных
морозильных траулерах. Это может быть
объяснено более напряженной работой холодильных
установок траулеров из-за переменных тепловых
нагрузок в режиме замораживания, особенно
при больших уловах рыбы, а также после снятия
снеговой шубы и т. д.
шиI0?1/ч
W
А7
Jf
&
5,1
K><Z
,1
Pit)
0,3
0,7
OS
0,J
woo
3000
5000 t,4
OJ
Рис. 2. Зависимость параметра потока отказов и
вероятности безотказной работы винтовых компрессоров типа
S3-900 от наработки:
; — P{t)\ 2 — со@.
С другой стороны, на траулерах типа
«Прометей» винтовой компрессорный агрегат,
обслуживающий систему предварительного
охлаждения рыбы, нарабатывает вдвое меньше, чем
другие агрегаты. Этот компрессор работает
автономно и не включен в общую схему холодильной
установки. Представляется целесообразным
включить этот компрессор в общую схему, что
повысит ее надежность и гибкость в целом.
В целях повышения надежности винтовых
компрессоров специалисты завода-изготовителя
«Кюльаутомат» тщательно анализируют
причины отказов и вносят соответствующие
конструктивные изменения в отказонесущие узлы.
Так, в уплотнительных узлах устанавливаются
кольца из материала повышенной
износостойкости, цементируются штоки поршней
регуляторов производительности.
Полученный статистический материал по
отказам позволяет наметить пути дальнейшего
повышения надежности винтовых компрессоров,
а также установить номенклатуру и
рациональный объем запасных деталей к ним.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. И о н о в А. Г., К а н А. В., Петров В. М.
Винтовые компрессорные агрегаты на рыбоморозильных
судах типа «Прометей». — Холодильная техника, 1975,
№ 1.
2. К р е й м е р Н. Г., Л о т о ш Ю. Л. Испытания
холодильных винтовых компрессорных агрегатов завода
«Кюльаутомат» (ГДР). — Холодильная техника, 1975,
№ 5.
3. Правила технической эксплуатации холодильных
установок на судах флота рыбной промышленности
СССР. Л., Транспорт, 1973.
to

УДК 62 1.57.041.001.4
Неметаллические поршневые кольца для холодильных компрессоров
Канд. техн. наук Э. М. БЕЖАНИШВИЛИ,
канд. техн. наук. Е. Л. КЛИБАНОВ,
А. А. СОФЕР, Г. Ю. ЖИЛКО, В. И. СМЫСЛОВ,
М. П. КАШКИН, К. И. МАКУЛИЧЕВА
ВНИИхолодмаш
Ю. А. ШАПОШНИКОВ, В. П. АФОНСКИЙ
Московский завод холодильного оборудования
«Компрессор»
Н. П. БЫКОВ
ВНИИкомпрессормаш
Эффективным направлением повышения
долговечности пары трения «гильза цилиндра —
поршневое кольцо» является замена чугунных
колец неметаллическими.
Поршневые кольца на основе полимерных
материалов имеют неоспоримые преимущества
перед металлическими: они обладают низкой
плотностью, повышенной демпфирующей
способностью и, что особенно важно, высокой
износостойкостью, благодаря чему хорошо
предохраняют гильзу от изнашивания. Несмотря на это
неметаллические кольца до недавнего времени
не находили применения в холодильных
компрессорах.
Широкое использование их зависело от
успешного решения вопросов обеспечения длительной
прочности колец при переменных тепловых
воздействиях в условиях повышенной химической
активности среды и высоких температур в
холодильных компрессорах, а также разработки
необходимого технологического оборудования
для производства неметаллических колец с
низкой себестоимостью.
В компрессоростроении накоплен опыт
применения поршневых колец из
самосмазывающихся композиционных материалов на основе
фторопласта 4Д с добавкой графита типов 4К-20,
АФГМ-80, ФК-14 и др. [1—3]. Однако эти
кольца изготавливаются из дорогостоящих
материалов путем их механической обработки, что
предопределяет высокую себестоимость колец и
низкую технологичность.
Производственным объединением «Мелито-
польхолодмаш» для воздушных компрессоров
освоено производство поршневых колец из
литьевого антифрикционного материала ЛАМ-1
(ТУ 26—12—404—74) на основе
термопластичного полимера группы полиамидов [4].
Одновременно ВНИИкомпрессормаш разработал
близкую к ЛАМ-1 термостабилизированную
литьевую композицию ТНК-2-Г5 (ТУ 26—12—
428—76) на основе капроновой смолы,
наполненной графитом.
Кольцо после отливки подвергается тепловой
обработке в воде и масле, после которой мате-
2*
риал кольца при 20°С имеет следующие
механические и физические свойства:
Плотность, кг/м3 1200—1500
Предел прочности, МПа
(кгс/см2), не менее
при сжатии 83 (850)
при статическом изгибе 88 (900)
при растяжении 53 E50)
Удельная ударная вязкость,
МДж/м2 (кгс- см/см2), не
менее 98 A0)
Модуль упругости при изгибе,
МПа (кгс/см2) 2500—2800
B6 000—29 000)
Твердость по Бринелю, МПа
(кгс/мм2), не менее 88 (9)
Рабочая температура, °С, не
выше 180
Теплопроводность, Вт/(мХ
X К)[ккал/(ч.м-°С)] 0,38 @,33)
Усадка после литья, % 1,2—1,8
По совокупности свойств для поршневых
колец холодильных компрессоров перспективным
был признан материал ТНК-2-Г5.
ВНИИкомпрессормаш по техническому заданию ВНИИхо-
лодмаша изготовил стандартные образцы
материала и опытную партию поршневых колец
диаметром 67,5; 82; 115 и 150 мм. Для оценки
возможности применения капроновых поршневых
колец в аммиачных и фреоновых компрессорах
были проведены лабораторные исследования и
стендовые и эксплуатационные испытания. Цель
лабораторных исследований — изучение
химической и температурной стойкости материала
колец на воздухе и в среде хладагентов и масел,
стендовых испытаний — установление
работоспособности колец в широком диапазоне
режимов работы компрессора, эксплуатационных —
выявление служебных свойств колец в процессе
длительной эксплуатации.
На первоначальном этапе лабораторных
исследований изучали физико-механические
свойства материала ТНК-2-Г5 при повышенных
температурах. Наибольший интерес
представляли данные по характеру размягчения и
расширения его в воздушной среде (в литературе
такая информация отсутствует).
Степень размягчения материала оценивали
по величине отпечатка на образце от вдавливания
стального шарика, а степень расширения — по
результатам измерения теплового зазора
кольца, прижатого распирающей пружиной к
зеркалу гильзы. Характер температурных кривых
представлен на рис. 1 и 2.
Зависимость степени размягчения материала
(диаметра отпечатка на образце) от температуры
11

JO 60 100 т 180 t,°C
Рис. 1. Зависимость степени размягчения материала ТНК-
2-Г5 (диаметра отпечатка на образце) от температуры:
а — термопара; б — образец; в — стальной шарик; г — плита;
О—8 — последовательность нагревов (промежуточные кривые
1, 3, 5, 7 опущены).
20 60 700 ПО t,°C
Рис. 2. Зависимость изменения теплового зазора уплот-
нительного кольца от температуры нагрева:
1—6 — последовательность нагревов.
(см. рис. 1) имеет восходящий характер: в
диапазоне температур до 140°С величина
деформации практически постоянна, а выше 140°С
наблюдается резкий скачок, значительное
снижение твердости материала.
В диапазоне температур 20—180°С материал
кольца расширяется нелинейно. Можно
выделить три зоны расширения: низко- (до 70°С),
средне- (от 70 до 140°G) и высокотемпературную
(выше 140°С). Коэффициент линейного
расширения в указанных зонах различен и изменяется в
пределах D-г-10)- Ю 1/°С.
После каждого последовательного нагрева и
охлаждения величина теплового зазора в замке
кольца и твердость материала систематически
растут, принимая во всем диапазоне температур
более высокие значения, чем в предыдущем
цикле. Изменение свойств материала и размеров
кольца в процессе периодического нагрева и
охлаждения сопровождалось безвозвратными
потерями массы. Процесс изменения состояния
материала интенсивно протекает в течение первых
пяти циклов нагрев — охлаждение, затем он
ослабевает.
Состояние материала изменялось и после
изотермической выдержки колец в замкнутом
объеме масел ХС-40, ХСН-40, ХА-30, ХФ-12-18,
ХФ-22-24, ХФ-22-16, ХМ-35*. За 80 ч кольца
при температурах 100 и 170°С потеряли
соответственно до 0,7 и 1,7% массы.
Аналогичные результаты получены при
выдержке образцов материала в течение 1000 ч
в нагнетательных полостях фреоновых и
аммиачных компрессоров.
,„* В процессе исследований не выявлено
ощутимых различий в поведении материала на
воздухе и в среде хладагентов и масел. На этом
основании был сделан вывод о возможности
применения поршневых колец из материала ТНК-2-Г5
в холодильных машинах при условии отсутствия
повышенных температур. Учитывая, что при
нормальной работе компрессора максимальная
температура стенки гильзы не должна
превышать 120°С, неметаллические кольца из
литьевого материала ТНК-2-Г5 были рекомендованы к
стендовым и эксплуатационным испытаниям.
Неметаллические поршневые кольца были
испытаны на стенде во фреоновых и аммиачных
компрессорах. В качестве критерия оценки
работоспособности неметаллических колец
служили относительные данные по холодопроизво-
дительности и потребляемой мощности
компрессоров (табл. 1). За базовые значения приняты
теплоэнергетические показатели компрессоров
при работе на чугунных кольцах серийного
производства.
Многократными стендовыми испытаниями
установлено, что теплоэнергетические
характеристики компрессоров при переходе на
неметаллические кольца не ухудшаются. Исключением
явились отрицательные результаты по уносу
смазочного масла из компрессоров АУ45 из-за
нерасчетного удельного давления колец на гильзу
и повышенного зазора в замке маслосъемного
кольца. Обнаруженные конструктивные
недостатки были устранены.
Эксплуатационным испытаниям были
подвергнуты кольца диаметром 150 и 67,5 мм. Условия,
режимы и объем испытаний приведены в табл. 2.
В результате проведенных испытаний
установлено, что скорости изнашивания поршневых
неметаллических колец из материала ТНК-2-Г5
и сопряженных с ними чугунных гильз
цилиндров в 2—5 раз ниже, чем скорость изнашивания
металлической пары трения (рис. 3).
Поверхность трения неметаллических колец гладкая,
приработанная, на зеркальной поверхности гильз
риски и задиры отсутствуют.
* Испытания проведены совместно с В. И. Сап^
роновым.
12

Т а б л и ц~а 1
Компрессор
ФВ6
2ФУБС12
АУ45
П110
Место проведения
испытаний
ВНИИхолодмаш
ПО «Мелитопольхолодмаш»
Черкесский завод
холодильного
машиностроения
ВНИИхолодмаш
Хладагент
Фреон-12
Фреон-12
Аммиак
Аммиак
Смазочное
масло
ХФ-22-24
ХФ-12-16
ХА-Й)
ХА-23
Температурный
режим работы, °С
<о
0
—15
—25
—20
—15
—15
—20
—25
—30
'к
40
30
30
40
30
30
30
30
30
Показатели работы
компрессора, %
Холодо-
производи-
тельность
107
100,2
102
100
100
100,4
101
101,2
99,5
Потр еб-
ляемая
мощность
102
105
103
100
100
99,5
100
103
105
Таблица 2
Диаметр
цилиндра,
мм
150
67,5
Скорость
скольже-
нит
кольца, м/с
4,16
3,12
4,16
3,12
4,16
2,43
Температурный режим
работы компрессора, °С
<о
—15
—15
—10
—10
—5
5
<к
30
30
25
25
25
40
Хладагент
Аммиак
Фреон-12
Смазочное масло
ХА-30
ХФ-12-18
Число испытанных
колец
уплотни-
тельных
72
8
40
16
32
16
масло-
съемных
72
8
40
16
32
8
Средняя наработка
кольца, ч
2000—11000
2000—11000
600—6000
600—6000
6000—8000
13500
Вместе с тем отмечен недопустимый износ
(до 2 мм за 500—1000 ч работы) нижней торцевой
поверхности канавки алюминиевого (сплав
АЛ9В) поршня (рис. 4). На чугунных поршнях
данное явление не обнаружено. При визуальном
осмотре на изношенной поверхности канавки
обнаружены абразивного происхождения
круговые царапины от вращения кольца вокруг оси
поршня и поперечные риски от радиального
движения кольца при перекидке поршня.
Ширина царапин колебалась от 40 до 200 мкм. На
торцевых поверхностях, особенно нижней,
неметаллических колец обнаружено внедрение
посторонних частиц (см. рис. 4, б) с плотностью
расположения до 100 частиц на 1 мм2 и размером
эффективного диаметра 10—200 (у колец
диаметром 150 мм) и 10—120 мкм (у колец
диаметром 115 мм). Примерно таких же размеров
оказались осажденные из картерного масла
механические примеси неметаллического
происхождения. Внедрившиеся частицы по твердости
распределяются на две основные группы: средней
3150—5150 МПа C25—525 кгс/мм2) и высокой
7150—9150 МПа G25—925 кгс/мм2) твердости.
Последние, как показал локальный
спектральный анализ на лазерной установке, оказались
неметаллического происхождения. Можно
утверждать, что неметаллические частицы разме-
13

Нара&отка, тыс. ч
Рис. 3. Износ чугунных без упрочнения (У), чугунных с
пористым хромированием B) и неметаллических колец из
материала ТНК-2-Г5 C) и сопряженных с ними гильз
цилиндров в компрессорах АУ200 и П110 в зависимости от
продолжительности работы.
рами 40—200 мкм твердостью более 6860 МПа
G00 кгс/мм2) (>60 ед. HRC) оказались причиной
недопустимого износа канавок.
Полученный экспериментальный материал
свидетельствовал о микрорезании поверхности
канавки поршня внедрившимися в поверхность
кольца абразивными частицами при
систематических проворотах кольца. По результатам
исследования кинематики перемещения колец
методом радиоактивных изотопов проворот кольца
диаметром 115 мм имел осциллирующий характер
и осуществлялся со скоростью2—6 об/мин.
В дальнейшем на группе компрессоров АУ200,
оснащенных алюминиевыми поршнями*,
провели испытания уплотнительных колец с
фиксацией их в канавке поршня с помощью
металлического штифта, запрессованного в дно канавки.
Длительные (продолжительностью более
2,5 тыс. ч) испытания показали, что при
отсутствии кругового вращения колец полностью
исключаются износы канавок алюминиевых
поршней.
В процессе опытной эксплуатации
наблюдались отдельные случаи расплавления
неметаллических колец и размазывания их постенкай
гильз. Это происходило при отказах (поломках)
пластин нагнетательного клапана или
неудовлетворительной работе клапанной группы. При оп-
* Первоначально компрессоры базы АУ2С0
выпускались с чугунными, а после модернизации с
алюминиевыми поршнями.
Рис. 4. Поперечные срезы алюминиевого поршня в зоне
канавок (а), торцевой поверхности неметаллического уплот-
нительного кольца (б) и сопрягаемой с ней нижней
торцевой поверхности канавки поршня (в) после 500 ч работы
компрессора АУ200.
лавлении колец размазанный капрон легко
снимался с поршня и гильзы и не приводил к
длительным простоям компрессора. Вынужденные
остановки компрессора для проведения
восстановительных операций потребовали
конкретизации температурных условий, при которых
расплавляются кольца, и разработки мероприятий
по обеспечению эффективности работы
автоматической защиты компрессора от перегрева при
отказах пластин нагнетательного клапана. С
этой целью на стенде московского завода
«Компрессор» при испытании аммиачного
компрессора П220 были проведены специальные
исследования, в том числе в условиях имитации поломок
пластин нагнетательного клапана. Испытания
вели на холостом ходу и на рабочем режиме
to ~ —20°С, tK = 35°С. Для смазки
использовали масло ХА-30. В компрессор было
встроено 20 термопар для контроля температуры
стенок гильз цилиндров в наиболее нагретом
блоке, паров аммиака, масла и стенки коллектора
(рис. 5). При холостой обкатке температура
гильз цилиндров стабилизировалась через 2*5 ч
и не превышала 110°С. При такой температуре
изменений в состоянии колец не обнаружено.
Ситуацию, способствующую расплавлению
колец, создавали в наиболее теплонапряженном
цилиндре № 5, в нагнетательном клапане
которого отсутствовали одна или две пластины, либо
находились обе, но одна из них была пропилена
насквозь для имитации перетечек пара через
пластину. Ширина «дефекта» пластин составляла
1,5—10,0 мм, площадь «дефекта» — 0,15; 0,75;
1,5; 5,7; 21,5 см2.
Температура стенок гильз цилиндров во всех
случаях стабилизировалась за 20—30 мин,
однако при работе с дефектными пластинами с
первых минут пуска она оказывалась всегда
14

площадью менее 0,2 и более 5 см2, когда стенка
гильзы нагревалась не выше 120°С, кольца не
оплавлялись в течение длительного времени.
При нормальной работе клапанов даже в
условиях максимальной степени сжатия, когда
температура паров аммиака поднималась до 160°С,
температура стенок гильзы не превышала 105°С.
Таким образом, если температура стенки
гильзы не превышает 120°С (что всегда имеет место
при нормальной работе компрессора, а также
при поломках пластин нагнетательного клапана
с образованием проходных сечений площадью
менее 0,2 и более 5 см2), обеспечивается
надежная работа поршневых колец из материала
ТНК-2-Г5.
В процессе испытаний установлено также, что
при поломках плаотин температура в месте
установки датчика термореле (ТР) повышается
в 2—3 раза медленнее, чем температура паров
аммиака над клапаном. Поэтому для устранения
чрезмерных перегревов компрессора место
установки датчика ТР было максимально
приближено к нагнетательной полости с уточнением
диапазонов регулирования термореле.
На основе проведенного комплекса
лабораторных исследований, стендовых и
эксплуатационных испытаний разработаны и освоены в
серийном производстве поршневые кольца из
материала ТНК-2-Г5 (рис. 6). Основные
размеры колец указаны в табл. 4.
Уплотнительные поршневые кольца
изготавливаются прямоугольного сечения с замком
«внахлест». Кольца имеют специальный литьевой
«зуб» (см. рис. 6, в), не позволяющий кольцу
вращаться относительно поршня.
Табли ц а 3
Время измерения
Через 10 мин после
пуска
После 2 ч работы на
рабочем режиме
Площадь дефекта
в пластине клапана
цилиндра № 5, см2
0,15
0,75
1,5
5,7
21,5
Без дефекта
0,15
5,7
21,5
Минимальна?
<'*>*.
96
79
85
84
75
70
101
91
84
<'*>*,
114
155
200
109
89
75
121
123
103
температура, °С (условные обоз!
^Кя 1
190
189
193
145
141
160
192
168
165
с рис. 5)
(^Мб
213
275
292
! 124
108
180
222
147
135
*СТ. Ь2
124
119
123
126
123
133
150
147
150
качения в соответствии
*СТ. К1
150
141
152
111
105
135
153
132
129
<Н5
160
138
143
139
135
150
162
168
162
*Н6
115
96
93
102
102
120
123
126
129
Примечание. При площади дефекта в пластине 0,75 и 1,5 см2 компрессор на рабочий режим не выводили из-за
недопустимого повышения температуры над клапаном.
Рис. 5. Схема измерения температур в компрессоре П220:
гильзы: № 1 — с нормальной пластиной клапана; № 5 —
с дефектной пластиной клапана; № 2—4, 6 — 8 — остальные
гильзы цилиндров;
температуры: tp — стенки гильзы; tR — нагнетания
паров аммиака (^Н1 — *н4 — над клапаном; t , /н6 —
соответственно перед и поел езапорноговэнтиля); t „— стенки
коллектора на выходе паров аммиака (/ст К1 — *СТ.К4— из блоков Ди"
линдров; ^ст#к- ^ст.кб— из кажД°й пары блоков); *м— масла
в картере.
выше, чем при работе с нормальными
пластинами. Максимальные значения температур в
компрессоре при различных размерах дефектов
пластин приведены в табл. 3. Зависимость
температуры стенок гильз от размера дефекта в
пластинах носила экстремальный характер с
максимумом около 200°С при площади дефекта
около 1,5 см2. При максимальном нагреве
стенок гильзы температура паров аммиака над
клапаном достигала 300°С. В этих условиях
происходило моментальное расплавление колец.
При температуре стенок гильзы около 180°С
(площадь дефекта 0,75 см2) отмечено оплавление
трущейся поверхности колец. При дефектах
15

w^^
/
Рис. 6. Конструкция серийных поршневых колец из
композиционного материала ТНК-2-Г5:
а — маслосъемных; б — уплотнительных; в — расположение
колец в поршне; / — поршень; 2 — канавка поршня; 3 — уп-
лотнительное кольцо; 4 — выемка в канавке; 5 — литьевой
«зуб»; 6 — маслосъемное кольцо; размеры D, H, S, I указаны
в табл. 4.
Маслосъемные кольца выполнены по
специальному профилю со скосом, что улучшает съем
масла, и специальными пазами для пропуска
масла в канавку поршня. Кольца
изготавливаются с замком «встык».
Величины тепловых зазоров в замке масло-
съемных и уплотнительных колец установлены
с учетом экспериментальных значений
коэффициента линейного расширения материала;
кольца подпружинены изнутри полосовым
волнистым экспандером. Жесткость экспандеров
поршневых колец оптимизирована на основе
экспериментальных исследований и должна обеспечить
удельное давление колец на стенку цилиндра
~0,03 МПа @,3 кгс/см2) для уплотнительных
и ~0,05 МПа @,5 кгс/см2) для маслосъемных,
что исключает повышенный унос масла в
аммиачных компрессорах.
На московском заводе «Компрессор»
организован специальный участок по производству
неметаллических колец из материала ТНК-2-Г5.
В настоящее время компрессоры новой IV базы
выпускаются только с неметаллическими
кольцами. Одновременно Московский специализи-
Тип поршневого
неметаллического
кольца
Уплотнительное
Маслосъемное
Основные^

Диаметр
D
150
115
82
76
67,5
150
115
82
76
67,5
Высота
Н
4,0
3,0
3,0
3,0
3,0
4,0
6,0
5,0
4,0
5,0
Т
а б л и ц а 4
размеры кольцаДмм

Радиальная тол-*
щина S
5,0
5,0
4,0
2,2
2,8
5,0
5,0
3,2
3,1
3,0
Тепловой
зазор /
6,5+0,12
5,0+0,12
3,5+0,12
3,5+0,12
3,0+0,12
5,0+1,0
4,2+0,75
2,5+0,5
3,0+0,5
2,5+0,5
рованный комбинат холодильного
оборудования по конструкторской документации ВНИИ-
холодмаша и технологическим рекомендациям
ВНИИкомпрессормаша освоил производство
неметаллических колец диаметром 150 мм для
ремонта компрессоров базы АУ200.
Освоение неметаллических колец
сопровождалось внедрением выработанных в ходе
исследований рекомендаций по улучшению
фильтрации смазочного масла и приближению места
установки датчика термореле к нагнетательному
коллектору компрессора в целях снижения
инерционности тепловой защиты компрессора.
Применение поршневых колец из материала
ТНК-2-Г5 существенно повысило
износостойкость пары трения «гильза цилиндра —
поршневое кольцо», что привело к значительному
снижению ремонтных затрат. Экономический
эффект от внедрения колец только в
компрессорах с диаметром цилиндра 115 мм составил
более 400 тыс. руб. в год.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Дибнер B.C., Розенштейн И. Е.
Применение графитофторопластовых поршневых колец в
холодильных компрессорах в целях повышения
эффективности их работы. — Холодильная техника, 1975,
№ 3.
2. Ермолин Л. Е. О работе оппозитных
компрессоров АО 1200 без смазки. — Холодильная техника,
1973, № 12.
3. Поведение дисульфида молибдена при
термической обработке материала поршневых колец из
композиции АФГМ/Л. А. Машкович, Л. Б. Хрисанова,
В. Д. Телегин, и др.—Химическое и нефтяное
машиностроение, 1974, № 8.
4. Р а д ч е н к о Н. Я., Крымский Д. М., К а -
линников И. В. Поршневые кольца из
термопластических материалов. — Химическое и нефтяное
машиностроение, 1974, № 8.
16

УДК 621.575:536.7
Термодинамический анализ процессов опреснительной установки
с теплоиспользующей абсорбционной бромистолитиевой холодильной машиной
Доктор техн. наук, проф. Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД,
Ю. В. КУЗЬМИЦКИЙ
Институт неорганической химии СО АН СССР
Вымораживание соленой и морской воды
является одним из перспективных способов
получения пресной воды. Применение для этой цели
теплоиспользующей абсорбционной
бромистолитиевой холодильной машины в опреснительной
вымораживающей установке характеризуется
получением пресного потока из двух
составляющих: расплавленного льда и
сконденсированного пара.
Цикл опреснительной вымораживающей
установки. Процессы установки проанализировали
в s, /-диаграмме водного раствора бромистого
лития. При наличии s, /-диаграммы природного
соленого источника с нанесенной линией
кристаллизации воды термодинамический анализ и
тепловой расчет циклов можно проводить, так
же как и в диаграмме для раствора бромистого
лития, по рассмотренной ниже методике.
Ввиду того что опреснительный процесс
осуществляется при температуре ниже 0°С,
s, /-диаграмма раствора бромистого лития
графически экстраполирована в область температур
ниже 0°С и по данным [10] на ней нанесены
линии кристаллизации воды из раствора и
изменения состояния льда.
На рис. 1, 2 представлены принципиальная
схема установки и ее процессы в s, /-диаграмме.
Исходный раствор с концентрацией ?т и
начальной температурой, равной температуре
окружающей среды /т, охлаждается в
теплообменниках IX обратными потоками пресной воды
состояния / и концентрата состояния 1 до
температуры кристаллизации /d < 0°C, затем
дросселируется до давления р0 и в состоянии d
поступает в испаритель-кристаллизатор XI.
В s, /-диаграмме теплообмен трех потоков в
основных теплообменниках показан линиями
постоянных концентраций: т — d —
охлаждение исходного раствора при ?то = const,
1 — п и / — 2 — подогрев соответственно
концентрата при ln — const и пресной воды при
5 = const, а дросселирование
переохлажденного исходного раствора — точкой d. В
испарителе-кристаллизаторе раствор за счет
непрерывного отвода пара кипит при постоянных общей
концентрации |то и давлении pQ в адиабатных
условиях в области температур ниже кривой
3 Холодильная техника № 2
кристаллизации / — d — 1 (см. рис. 2). Кипение
сопровождается понижением температуры
раствора до /0 и выделением твердой фазы —
пресного льда состояния / в конце процесса.
В результате выделения части пресной
фракции в виде паровой Г и твердой / фаз
концентрация остаточного раствора возрастает до
значения 1п (состояние/). Пар Г\ покидающий
испаритель-кристаллизатор, равновесен
гетерогенной фазе состояния d'. Последняя отводится
насосом / в сепарационную колонку X, откуда
выделенный и промытый лед направляется в пла-
витель VIII, где плавится потоком пресной воды.
Расплав поступает в теплообменник IX, далее
смешивается с конденсатом состояния 2 и
отводится потребителю. Концентрат 1
направляется в теплообменник IX, а затем
выбрасывается. Пар Г из испарителя-кристаллизатора
поглощается крепким раствором бромистого
лития состояния 7 в абсорбере Я. В генераторе IV
при давлении рг пар состояния 6\ выделенный
из слабого раствора 5, дросселируется до
давления в конденсаторе /?к, в состоянии 2'
конденсируется и отводится потребителю (процесс 2' —
с —2).
Процессы подогрева и плавления льда в
промывной колонке и плавителе изображаются
соответственно линией / — /и точкой /.
Таким образом, в опреснительной установке
реализуется разомкнутый цикл, описываемый
структурной формулой:
Совмещенные термодинамические циклы
опреснительной вымораживающей установки.
Абсорбционную бромистолитиевую холодильную
машину, используемую в составе опреснительной
установки, можно рассматривать как
совмещенную систему теплового двигателя и
компрессионной холодильной машины, осуществляющих
циклы с рабочими веществами соответственно:
концентрированным раствором бромистого лития
и водяным паром, выделяемым из кипящего в
испарителе-кристаллизаторе исходного
раствора [5].
17

Л f4 |
^
Концентрат
Ф2
1 Aj^/g у ?
Д/гг
т
t 4
Пресная бода к
Рис. 1. Опреснительная вымораживающая установка с
абсорбционной бромистолитиевой холодильной машиной:
/ _ насосы; // — абсорбер; Ш — регенеративный
теплообменник; IV — генератор; V — турбина; VI — компрессор; VII —
конденсатор; VIII — плавитель; IX — основные
теплообменники; X — промывочная колонка; XI —
испаритель-кристаллизатор; XII — испаритель вспомогательной холодильной
машины.
Принцип действия теплового двигателя и
описание его процессов изложены ранее [6]. Цикл
описывается узловыми точками G; —
равновесное промежуточное состояние пара, см. рис. 2):
.б'—f—t'— 7i
v — 5—а'
7'
Если считать, что опреснительная установка
работает по замкнутому круговому циклу:
потоки пресной воды 2 и отбросного концентрата п
смешиваются при температуре окружающей
среды /тив виде исходного раствора состояния
т направляются обратно в
испаритель-кристаллизатор X, замыкая, таким образом, цикл, то
в этом случае холодильная компрессионная
машина работает следующим образом (см. рис. 1,
2). Раствор состояния т охлаждается в
теплообменниках IX по линии ?m = const,
дросселируется до давления в испарителе р0 и кипит
при р0 = const, lm s= const в адиабатных
условиях (процесс d — k). Из
испарителя-кристаллизатора XI пар состояния Г адиабатически
сжимается в компрессоре VI по линии Г — 2" до
давления рК и конденсируется в конденсаторе
VII в процессе 2" — с — 2. Конденсат 2,
образующий с расплавом 2 пресный поток того же
состояния 2, смешивается с концентратом п
и в виде компонента исходного раствора т
возвращается в установку.
Таким образом, цикл холодильной
компрессионной машины изобразится точками:
m-d-k — 1" — 2" — с — 2 —т.
Цикл этой же холодильной машины,
включающий опреснительные процессы
(льдообразование и плавление), описывается структурной
формулой с тройным внутренним замкнутым
разветвлением:
т — d — Л
Поскольку противоположно направленные
процессы расширения пара в турбине теплового
двигателя 2' — /' и сжатие его в компрессоре
холодильной машины Г — 2" в энтропийной
диаграмме изображаются одной и той же
линией, ограниченной совпадающими конечными и
начальными состояниями (/' и 1", 2' и 2"), то
система, состоящая из компрессионной
холодильной машины, работающей на водяном паре,
с циклом
m-&-k-l" -2" -с-2 — т
18

ja ta*/m \\juJL,r-m№M/K 2ft?',-WC
2J9 1/
Рис. 2. Теоретические циклы опреснительной вымораживающей установки в s, ^-диаграмме
и теплового двигателя с циклом
4- 5-аг
*6 - 2
-6
1 ~ 7-^
7^
термодинамически эквивалентна системе
абсорбционной бромистолитиевой холодильной ма-
з*
шины, работающей в режиме опреснения по
замкнутому круговому процессу [5 ]:
*t- 5— а:
/6 — 2 — с- 2+m+d—k-7'—7'
6-4,
19

Пример расчета теоретических циклов
опреснительной вымораживающей установки.
Рассчитаем процесс опреснения вымораживанием в
вакууме с абсорбцией паров [4]. Построение
циклов в s, ^-диаграмме осуществлено при
начальных данных, приведенных ниже:
Исходный опресняемый раствор
концентрация %т , % 3,5
температура tm, °C ,20
Коэффициент извлечения т 0,5
Концентрация крепкого раствора бромисто-,
го лития в цикле теплового двигателя ?г, %
Под коэффициентом извлечения
1 —
60
In
In
нашем случае понимается доля пресной воды
(лед + пар), полученная из единицы массы
исходного раствора.
В расчете предполагается полная сепарация
льда от концентрата. Параметры узловых точек,
найденные в s, /-диаграмме, сведены в таблицу.
Циклы изображены на рис. 2.
Цикл холодильной машины. Значение
параметров узловых точек и особенности сопряжения
циклов холодильной компрессионной машины и
теплового двигателя зависят от условий
протекания процесса в испарителе-кристаллизаторе.
Эти условия определяются характером кривой
кристаллизации воды и принятыми значениями
концентрации исходного раствора %т и
коэффициента извлечения т. При ?т = 3,5 % и т = 0,5
концентрация отбросного раствора составит
?п = 7%. Пересечение линий постоянных
концентраций 1т = 3,5 % и 1п = 7 % с кривой
кристаллизации воды / — d — / в точках d
и 1 в s, /-диаграмме дает температуру td =
= —0,8°С, энтальпию id = 95 ккал/кг начала
и температуру t0 = —2,3°С конца процесса
кипения раствора. В
испарителе-кристаллизаторе происходит процесс кипения при
постоянных давлении р0 и общей концентрации ?т =
= 3,5 % в адиабатных условиях, в результате
которого конечное общее состояние раствора
(точка k) оказывается в области влажного пара
под кривой кристаллизации. В состоянии k
раствор представляет собой равновесную
систему из двух фаз: гетерогенной д! (концентрат
1 + лед /) и паровой Г. В s, /-диаграмме
состояние льда / определено пересечением изотермы
t0 = —2,3°С, проведенной через точку /, с
линией изменения состояния льда / — /.
Положение точек d'jkn Г\ характеризующих
состояние соответствующих фаз в конце процесс
са кипения раствора, непосредственно в s, t-
диаграмме определены быть не могут, так как
известна пока только одна координата —
температура /р. Поэтому сначала определим
весовые доли концентрата N, льда L и пара xh,
образующихся в конце процесса d — k.
Из уравнений материального баланса по
количеству разделяемого раствора и баланса по
количеству бромистого лития в
испарителе-кристаллизаторе, отнесенных к 1 кг исходного
раствора, при условии отсутствия бромистого лития
в льде и паре, найдем:
I-l-fa-.
•*ft.
A)
B)
Состояние вещества
Температура t,
°С
Упругость
паров р, мм рт. ст.
Концентрация
g. %
Энтальпия
ккал/кг
Исходный раствор на входе в теплообменник
Исходный раствор на входе в
испаритель-кристаллизатор
Концентрат на выходе из
испарителя-кристаллизатора
Концентрат на выходе из теплообменника
Расплав
Расплав на выходе из теплообменника
Пар на выходе из испарителя-кристаллизатора
Пар на выходе из компрессора
Конденсат
Цикл х о л од и л ь н о:
/т=20
td=~o,s
машины
/0=-2,3
/т=20
tf=0
*т=20
/0=-2>3
/2„=126
*т=20
/70=3,6
/7К=17,3
/7К=17,3
ътп—3,5
ът=3,5
1„=7
|«=7
1=0
1=0
1=0
1=0
1=0
im=115
id=95
4=88,46
in= 109,82
if= 100
4= 120
»V=697,38
ir =754,6
t2= 120
Цикл теплового
Слабый раствор на выходе из абсорбера
Слабый раствор в начале кипения в генераторе
Пар на выходе из генератора
Крепкий раствор на выходе из генератора
Крепкий раствор на входе в абсорбер
*4 = 27
*«=128
ffl=128
*7=32
двигателя
/?д = 3,6
/?г=320
/?г=320
рг=320
Ра=3,6
Ъа = 56,36
Ъа= 56,36
?=0
?г=60
5г=60
/4 = 56,7
*5= 102,24
/6,=754,6
i 6= 105,8
i7=57,9
20

Доля пара xk в данном случае есть степень
сухости пара в конце процесса адиабатного
кипения раствора при р0 = const, ?m = const.
Эту величину xk определим, рассмотрев работу
холодильной машины со смешением и без
смешения рабочего вещества и охлаждаемого
раствора (см. рис. 2) в интервале температур td и t0.
Исходя из эквивалентности холодильных
эффектов испарения рабочего вещества — пара в
количестве xk9 кг, из исходного раствора d в
адиабатно-изобарном процессе d — k в цикле со
смешением рабочего вещества и охлаждаемого
раствора g— d — k — Г — 1* —g и в изо-
барно-изотермическом процессе Г — V" цикла
без смешения V — I — 2'" —g—V в
интервале температур разделения td и t0 найдем:
A-**)('**-'*')вМ'г'-'г). C)
где id# — удельная энтальпия охлаждаемого раствора
массой A — Xk) кг искомой концентрации %d,
при температуре td в состоянии d*\
id, — удельная энтальпия охлаждаемого раствора
массой A—Xk) кг искомой концентрации %d,
при температуре t0 в состоянии 6!\
iy,, — удельная энтальпия сухого насыщенного пара
при температуре t0 в состоянии 1"'\
lV — удельная энтальпия влажного пара при
температуре t0 в состоянии V.
Из уравнения C) после соответствующих
преобразований с учетом данных A) получим
выражение для степени сухости пара xk кг пара/кг
исходного раствора:
id - {|7 к + (*~ If) [(t/~~n)~~Ср{tf" *о)]}
Л. Г0,035ЛЛ лп / 0,035\
95-{оЖ8М6 + A-ож)х
= 697,35— [A00 — 79,6) — 0,505@ — ( — 2,3)] "
Х[A00—79,6) —0,505@ —( — 2,3)] }
= 0,0606, D)
где id» — энтальпия исходного опресняемого раствора на
низшем температурном уровне t0, определена
из уравнения смешения масс концентрата / и
льда /:
il — энтальпия льда / при температуре f0 = —2,3° С,
определена из выражения:
Н — 41 — Ъ С/ — 'о) = (Ч ~ /"/) — ср (tf — *0);
ifi — энтальпия льда в точке плавления /:
hi = Ч ~~ г1>
// — энтальпия пресной воды при 0°С, равная 100
ккал/кг, в точке / (из s, ^-диаграммы);
ср — теплоемкость льда при 0° С, равная 0,505 ккал/кг
[1];
г/ —теплота кристаллизации льда при 0°С, равная
79,6 ккал/кг [8].
Подтверждением правильности найденного
значения степени сухости xfe=0,0606 служит
отношение количеств льда и пара, которое
должно быть в пределах 7—7,5 [3,9].
В самом деле
, Ьа , °>°35 п ftfinfi
\-^--xk l-Q^T-0»0606
L ъп ! 7 ос
^= s = °>0606 ~
Зная xh9 найдем концентрацию гетерогенной
фазы d' [7]:
т. е. ^, = 3,73%.
Таким образом, пар 1'\ покидающий
испаритель-кристаллизатор , равновесен льдораствор-
ной смеси d' с общей концентрацией 1^=
=3,73%. Положение узловых точек d! и 1" в
s, /-диаграмме найдем пересечением изотермы
г0=_2,3°С с линиями g=3,73% в жидкостной
и паровой областях диаграммы. Изобара точки
V определяет рабочее давление в испарителе-
кристаллизаторе р о=3,6 мм рт. ст.
Имея в виду, что степень сухости в s, f-диаграм-
&' — k
мевыражается отношением отрезков: xh= -.
&' — 1"
найдем графическим построением положение
точки ky характеризующей состояние влажного пара
в конце процесса адиабатного кипения раствора
d—k. Вычисляя по формуле D) для нескольких
произвольно принятых значений коэффициента
извлечения т? в границах 0<т<0,5 (*=1, 2, 3 ...)
степень сухости xki, найдем графически из
соотношения отрезков положение точек k% на
соответствующих изотермах t% в интервале td<tt<:
<*0. Соединив полученный ряд точек ku
построим линию процесса кипения d—k в области
влажного пара в зоне кристаллизации в s,t-
диаграмме. Через точку 7" в паровой области
s^-диаграммы проведем линию s=const до
пересечения с изобарой pfe=17,3 мм рт. ст.,
соответствующей упругости пара воды при температуре
окружающей среды *m=20°C. Точка 2"
пересечения этих линий определяет температуру
*2"=126°C и энтальпию пара i> =^754,6 ккал/кг
в конце процесса сжатия Iм—2" в компрессоре.
Нахождение узловых точек процесса
конденсации 2", с, 2 видно из рис. 2. Конденсат 2
и расплав 2 образуют на выходе из системы прес.
21

ный поток того же состояния 2. Последний,
смешиваясь с концентратом п, образует
исходный раствор состояния т, который снова
возвращается в установку на разделение.
Холодопроизводительность холодильного
цикла т—d—k—1"—2"—2—т со смешением
рабочего вещества — пара xk, кг, состояния 2
и охлаждаемого раствора A—хк), кг, состояния
т\ задачей которого является охлаждение
раствора до состояния d' (см. рис. 2, 3),
определяется количеством тепла, подводимым к льдорас-
сольной смеси в холодоприемнике V в
процессе dr— z:
*o = 0-**H',-'V). E)
Опуская несложные преобразования, с
учетом A), B) приводим выражение E) к виду,
ккал/кг раствора:
F)
q0 = M_jpL_ ХЛ п = Lri = 0,4394-79,6 = 35.
Холодопроизводительность, определяемая
выражением F), представляет собой количество
тепла, пропорциональное теплоте
кристаллизации пресной воды и отводимое от одного
килограмма исходного перерабатываемого раствора в
адиабатно-изобарном процессе кипения d—k.
Та же холодопроизводительность, но в цикле
без смешения 2—g—/'—Vй—2*—2 в изобарно-
изотермическом процессе испарения Г—V"
рабочего вещества в количестве xk (см. рис. 2, 3),
определится аналогично из выражения E),
которое после преобразования примет вид, ккал/кг:
<7о:
!M'i
-у
!М''
')-
Ч'"-
= 0,0606F97,35—120) = 35. G)
Формула холодопроизводительности G)
удобна для практических расчетов, поскольку
позволяет при заданных т, tm и gm сразу
определить холодопроизводительность 1 кг пара
при температуре t0 из s, ^-диаграммы. После
чего из сравнения F) и G) легко найти степень
сухости xk конца адиабатного процесса кипения
раствора.
Опреснительные процессы. Льдорассольная
смесь d! (см. рис. 1) в количестве A—xk), кг,
из испарителя-кристаллизатора XI поступает в
сепарационную колонку X, где лед отделяется
от концентрата и промывается встречным
потоком пресной воды в количестве р, кг. Промытый
лед в количестве L, кг, направляется в плави-
тель VIII, а слегка разбавленный концентрат
в количестве A—xk+$—L), кг, через
теплообменник IX выводится на сброс. В плавителелед
плавится потоком пресной воды в количестве а,
кг. Часть б, кг, от общего количества расплава
(a+L), кг, возвращается на рециркуляцию в
систему, a (a+L—б), кг, отводится в виде
готового продукта. Рециркулируемый поток б
22
/77' /77 2 г-Г-
т\Х-
т' 2
rOi
Ik
d*^f
У
%
ш\_Ь-
IY6 If
J7g-o Г~П ™
Уч.
Рис. З. Принципиальная схема компрессионной
холодильной машины, работающей на водяном паре:
а — со смешением и б — без смешения рабочего вещества и
охлаждаемого раствора; / — основной теплообменник; 77 —
конденсатор; /// — компрессор; IVa —
испаритель-кристаллизатор; IV б — теплообменник; V — холодоприемник; VI — насос.
отводит теплоту абсорбции qa, передавая ее
частично окружающей среде с помощью
вспомогательной холодильной машины и, главным образом,
льду / параллельно в сепараторе X и плавите-
ле VIII.
Приняв температуру потока б на входе в
сепаратор и плавитель t3=3°C, найдем по s, t-
диаграмме энтальпию i3=103 ккал/кг. После
этого нетрудно найти количество
циркулирующей пресной воды б, кг:
_Ц± __L[cp(tf— t0) — rj\ ^
8 =
h — Ч h—Ч
0,4394 [0,505@ —( — 2,3) +79,6]
103—100
= 11,85,
где qt-
- количество теплоты, необходимое для
подогрева льда в процессе / — /и плавления его в
состоянии /.
Удельную энтальпию пресного потока б на
выходе из абсорбера найдем из выражения
• _ • _1_-?д
i3, _ if -+- б
(8)
после определения нагрузки на абсорбер qa.
Согласно [2] 5% от извлеченного количества
пресной воды достаточно для промывки льда.
Поэтому с учетом уравнения B) количество
промывочной пресной воды составит, кг:
р = 0,05(L + xk) = 0,05 (l — 1^) =
0,035\
= 0,05 1
,07
:0,025.
Доля пресного потока, направленного в
плавитель, кг:
сс=б—Р=11,85—0,025=11,825.

Цикл теплового двигателя. Совмещение
прямого и обратного циклов требует соблюдения
известных условий [5], а именно:
осуществления циклов в одном и том же интервале давлений,
а также количественного равенства и
качественной^ идентичности рабочих веществ в
совпадающих состояниях 2', 2", т. е.
Рк = Рт\ Ро = Ра>
Xk===Xa; Ч' = *оГ
Здесь рк, /?г,
р0 и ра — упругость пара, мм рт. ст.,
соответственно в конденсаторе, генераторе,
испарителе-кристаллизаторе и
абсорбере;
ta и ха — равновесная температура и степень
сухости пара в конце процесса
кипения слабого раствора в генераторе.
Однако при температуре конца сжатия пара в
компрессоре /2"=126°С упругость пара
крепкого раствора 1Г =60% в генераторе цикла
двигателя рГ значительно превышает конечное
давление пара после компрессора /?к=17,3мм рт. ст.
Вследствие этого ^а>^2". Поэтому для
совмещения циклов пар из генератора должен
потерять часть своей работоспособности в процессе
дросселирования до давления в конденсаторе
рк. Тогда точку 6\ определяющую состояние
пара в конце процесса кипения в генераторе,
найдем пересечением линии условной
концентрации ?г=60% и изоэнтальпы i2" = const>
проведенной через точку 2", в паровой области
s, ^-диаграммы. Точка 6' определяет давление
пара в генераторе /?г—320 мм рт. ст. и
температуру конца процесса кипения /а=128°С.
Пересечением изотермы ta, проведенной через точку
6\ с линией ?г=60 % в жидкостной области
s, /-диаграммы найдем точку 6,
характеризующую состояние крепкого раствора в конце
процесса кипения в генераторе. Дальнейшее
построение цикла теплового двигателя в диаграмме и
определение параметров его узловых точек
произведено по методике, изложенной в работе
[6]. Причем концентрация слабого раствора
определена из выражения, приведенного в
работе [7]:
|G = A—*а)ёг = A — 0,0606H,6 = 0,5636,
т. е. сд = 56,36о/0.
Удельные тепловые нагрузки, ккал/кг, на
аппараты
Генератор
qh = ia — i5== 145,1 — 102,24 = 42,76,
где ia — энтальпия влажного пара в конце процесса
кипения, определена из выражения, приведенного
в работе [7]:
1а - W + 0 — *а)Ч - 0^0606-754,6 +
+ A — 0,0606) 105,8 = 145,1.
Абсорбер
qa = q'a—bqa = 40,96 — 0,935 = 40,025,
где qa — тепло, отводимое в процессе абсорбции:
qa = ;в — i4 = 97,66 — 56,70 = 40,96;
iB — энтальпия влажного пара в начале процесса
абсорбции, найдена из выражения, приведенного в
работе [7]:
'b^VV + O— *в)'7 =
= ¦0,0606.712,8+ A—0,0606) 57,9 = 97,66;
i7r и i7 — энтальпии равновесных пара и крепкого
раствора в начале процесса абсорбции,
определены соответственно из s, ^-диаграммы и
баланса регенеративного теплообменника /// (рис. I);
Aqa-—доля тепла абсорбции, используемая для
подогрева пара I" до состояния равновесия с
абсорбирующим раствором состояния 7:
Aqa = xk(i7, — ir) = 0,0606G12,8 — 697,38) = 0,935.
Конденсатор
qk=xk(i2, — i2) = 0,0606G54,6— 120) = 38,25.
Испаритель
вспомогательной холодильной машины
^х.м^Оз'— *з) =A03,38 — 103) 11,85 = 4,51,
где 1*з'—энтальпия рециркулируемого потока 6, кг, на
выходе из абсорбера, определена из (8).
Тепловой баланс опреснительной установки
Тепло подведенное
нагрузка генератора
qn = 42,76 ккал/кг;
энтальпия прямого потока опресняемого
раствора на входе в теплообменник
im = 115 ккал/кг;
Ян + im — 157,76 ккал/кг.
Тепло отведенное
нагрузка конденсатора
qk = 38,25 ккал/кг;
нагрузка холодильной машины
Ях. м = 4,51 ккал/кг;
энтальпия потока концентрата на выходе из
теплообменника
A—лгА + р —L)t'n = A — 0,0606+ 0,025 —0,4394) х
X 109,82 = 57,70 ккал/кг;
энтальпия пресного потока на выходе из
теплообменника
(а + L — б + xk) i2 = A1,825 + 0,4394— 11,85 +
+ 0,0606) 120 = 57,10 ккал/кг;
Як + Ях.м + A —*ft + P — L) Н + (a + L — б + хк) /2 =
= 157,56 ккал/кг;
холодильный коэффициент компрессионной
холодильной машины
23

gQ Lri 0,4394-79,6
e==Alk ==xk(i2 iv)- 0,0606G54,6—697,38) ""
= 10;
термический КПД теплового двигателя
„___ Ah _хкA2> — Н>)_
1а — Н la — h
0,0606G54,6 — 697,38)
= 145,1 — 102,24 -0,081;
тепловой коэффициент абсорбционной бромисто-
литиевой. холодильной машины
g= eri = 100,081 = 0,81.
В рассматриваемой системе из 1 кг
поступающего раствора образуется: сконденсированного
пара 0,0606; льда 0,4394 и концентрата 0,5000 кг.
На промывку льда от раствора направляется
0,025 кг пресной воды. Следовательно,
количество продукционной воды составит 0,475 кг.
Таким образом, 1 кг пресной воды можно
получить из 2,1 кг опресняемого раствора. Расход
тепла в генераторе на 1 кг пресной воды равен
90 ккал.
Проведенный анализ и методика расчета
позволяют разработать систему опреснения с
крупной теплоиспользующей абсорбционной броми-
столитиевой холодильной машиной. Процессы
абсорбционной машины в составе
опреснительной установки отличаются от обычной
отрицательной температурой в испарителе и большей
«памяти формы»
А. Т. ДЕСЯТОВ,
доктор техн. наук А. М. АРХАРОВ
МВТУ им. Н. Э. Баумана
В схемах автоматизации и сигнализации работы
холодильных машин и установок широко
применяют дилатометрические и манометрические
чувствительные элементы [4]. Принцип их
действия основан на тепловом расширении, т. е.
прямом преобразовании теплоты в
механическую энергию. В последние годы были
предложены термомеханические преобразователи
(ТМП) принципиально нового типа, основанные
на эффекте «памяти формы», который
проявляется в некоторых сплавах при обратимых мар-
тенситных превращениях. Ниже рассмотрены
наиболее существенные характеристики ТМП.
24
требуемой разностью температур источников.
Технико-экономическая эффективность
системы определяется условиями ее применения
и энергетическим балансом источников.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бадылькес И. С. Рабочие вещества и процессы
холодильных машин. М., Госторгиздат, 1962.
2. Б а р д у н А. Дж. Опреснение морской воды
вымораживанием. — Холодильная техника, 1968, № 4.
3. Новая схема опреснения морской воды
вымораживанием.— Холодильная техника, 1967, № 1.
4. Опреснение соленых вод. — Сб. статей. Пер.
с англ. Под ред. О. И. Мартыновой. М., ИИЛ, 1963.
5. Розенфельд Л. М. Теория совмещенных
циклов абсорбционной холодильной машины. — ЖТФ,
1952, т. XXII, вып. 8.
6. Розенфельд Л. М., Кузьмицкий Ю. В.,
П а н и е в Г. А. Совмещенные термодинамические
циклы абсорбционной бромистолитиевой холодильной
машины в энтропийной диаграмме. — Холодильная
техника, 1971, № 8.
7. Розенфельд Л. М., Кузьмицкий Ю. В.,
П а н и е в Г. А. Энтропийная диаграмма
равновесных фаз водного раствора бромистого лития. —
Холодильная техника, 1971, № 4.
8. Холодильная техника.
Энциклопедический справочник, т. 2. М., Госторгиздат, 1961.
9. Ч у р и н А. И., К л я ч к о В. А. Современное
состояние проблемы опреснения воды. — Вестник
Академии наук СССР, № 6, 1966.
10. L 6 w е г Н. Thermodynamische und physikalische
Eigenschaften der wassrigen Lithiumbromid-Losung.
Genehmigte dissertation, Karlsruhe, 1960.
УДК 621.002.5-52
Важными показателями преобразователей
являются развиваемое ими перестановочное
усилие, а также перемещение или выходной сигнал.
Эти показатели определяют сложность САР,
число ее каскадов усиления, т. е. возможность
построения наиболее предпочтительных
регуляторов прямого действия.
Энергетические возможности ТМП можно
оценить с помощью коэффициента преобразования
энергии т), который позволяет комплексно
оценить эффективность и сопоставить различные по
конструкции и принципу действия ТМП.
Рассматривая элемент (ТМП), запишем уравнение
для определения коэффициента преобразования
энергии:
А
Исследование термомеханических преобразователей нового типа с эффектом

где
-liPtdtf,
B)
А — работа, совершаемая элементом;
Pt — развиваемое усилие;
dlt — перемещение;
ед — эксергия потока тепла q, подведенного к ТМП,
равная
Т_о-с\. C)
eq^q(l-T-^.
T0iC — температура окружающей среды;
Т — осредненная рабочая температура ТМП.
Допуская в первом приближении, что энергия
теплового потока, подведенного к ТМП, им
полностью поглощается, получим соотношение:
PtMt Т
Л ~~ <7погл АГ '
D)
где Mt =/0 — U — ход ТМП;
*о > U — соответственно размеры активного
элемента ТМП при начальной и
рабочей температурах;
4погл = МстАТ—тепло, поглощенное ТМП;
М — масса ТМП;
стп — осредненная теплоемкость материала
в диапазоне температурит — Тос—
— Т.
Поскольку отношение
lo — lt
AT
E)
представляет собой чувствительность или
коэффициент усиления ТМП, то
Pt Т
ч = т^Ат*< <6>
Для частного случая, когда значение комплек-
са -гг1— д^т- равно единице, соотношение F)
переходит в тождество
Ч = Х-
G)
Таким образом, чувствительность %
термомеханических преобразователей неразрывно связана
с показателем эффективности.
Для стационарного режима при условии
отсутствия трения совершаемую ТМП работу
можно найти из уравнения B). Пусть активный
элемент дилатометра, совершив бесконечно малое
перемещение dlt1 оказался в жесткой заделке.
Тогда по закону Гука для случая малых
перемещений усилие Ри развиваемое за счет
термического напряжения, определяем по формуле
Pt=otQ; (8)
ot = alAEAT, (9)
где ®t — термическое напряжение;
а/л — линейный коэффициент теплового расширения
(КТР) материала активного элемента
дилатометра в диапазоне температур AT;
Е — модуль Юнга;
Q — сечение активного элемента.
Полагая, что термическая деформация
пассивного элемента дилатометра пренебрежимо мала
вследствие малости alm найдем перемещение
активного элемента (величину выходного
сигнала):
Mt=<*lAtAAT, A0)
где 1А —' расчетный (или конструктивный) размер
активного элемента.
Подставив A0) и (8) в уравнение D), получим:
afAEQlA
У)=-
Мсп
Значение массы М элемента:
М = 1А&р,
где р — плотность материала элемента.
С учетом A2) окончательно имеем:
Т] =
На1
сшр
¦т.
A1)
A2)
A3)
Из уравнения A3) следует, что коэффициент
преобразования энергии в дилатометрических
преобразователях не зависит от длины и сечения
его элементов. Значение т| определяется только
характеристиками материала и величиной Т.
Большее влияние на г) оказывает а1А
(квадратичная зависимость), от Г и других показателей
зависимость слабее. Следовательно,
использование дилатометрических преобразователей при
низких температурах энергетически менее
эффективно, чем при более высоких, так как при
снижении температуры а1А уменьшается. Это
также означает, что температурные
зависимости а1А = а (Т) для материалов активного и
пассивного элементов при низких температурах
сближаются. Поэтому чувствительность
дилатометров понижается, вследствие чего ухудшается
точность поддержания рабочей температуры.
Результаты расчета, проведенного по
формуле A3), для латунного элемента показывают, что
значения г\ в области умеренных температур
невелики. Объясняется это, по-видимому, тем, что
теплота, подводимая к дилатометрическому
преобразователю, затрачивается преимущественно
на изменение его внутренней энергии и только
незначительная доля ее расходуется на
совершение внешней работы (например, на
перемещение регулирующего органа). Причем при
сравнительно малых выходных сигналах
дилатометры, в соответствии с формулой (8), способны
развивать значительные перестановочные
усилия.
Манометрические преобразователи (сильфон-
ные и мембранные) в отличие от рассмотренных
способны обеспечивать больший выходной сигнал
(перемещение) при той же величине А7\ Однако
достижение значительных перестановочных
усилий в этом случае сопряжено с увеличением
габаритов, давления, усложнением конструкции.
4 Холодильная техника № 2
25

Таким образом, вследствие принципиальных
недостатков существующих термомеханических
преобразователей в ряде случаев их возможности
не соответствуют постоянно возрастающим
требованиям по эффективности, простоте и
надежности, точности регулирования, инерционности,
чувствительности, а также компактности.
Наиболее остро это проявляется при создании
систем прямого регулирования для миниатюрных
охлаждающих устройств [2, 3]. В связи с этим
возникла необходимость в разработке новых
типов термомеханических преобразователей.
Анализ литературных данных показал, что
обратимые фазовые превращения, происходящие
в некоторых спецсплавах (нитиноле и др.) при
изменении их температуры, сопровождаются
необычными физическими явлениями. Особый
интерес представляет эффект «памяти формы» у
элементов, изготовленных из таких сплавов [1 ].
Сущность его заключается в следующем.
Если к элементу приложить внешнюю
нагрузку и одновременно охладить, то при достижении
определенной температуры (рис. 1) он резко
(скачком) потеряет свою первоначальную форму
вследствие аномального изменения упругости и
пластичности, что, в свою очередь,
обусловливается прямым мартенситным превращением,
происходящим в материале. При нагреве
совершается обратное превращение, в результате
которого элемент полностью восстанавливает
первоначальную форму и свойства.
Природа эффекта «памяти формы» в настоящее
время усиленно изучается, однако причина
явления пока окончательно не установлена. Это
накладывает известные ограничения на
возможность широкого освоения подобных сплавов.
Считается, что природа эффекта обусловлена самим
механизмом мартенситного превращения,
вызываемого тепловым воздействием и нагрузкой.
Прежде всего она находится в тесной связи с
явлениями обратимости этих превращений,
термоупругого равновесия образующейся и
исходной фаз, пластичности превращения [5].
Авторами были изготовлены
термомеханические преобразователи с эффектом «памяти
формы» из алюминиевой бронзы Си — Al — Ni *
A2-f-16% Al; О-г-10% Ni). Элементы (DHap =
= 5 мм; dBH ж 3 мм; I = 4 мм; t = 1,5 мм;
s = 0,7 мм) имели форму винтовой пружины с
прямоугольным сечением витка (см. рис. 1).
Их испытывали на специальном стенде,
позволяющем измерять нагрузку на элемент, его
температуру и деформацию. Элементы охлаждали в
парах кипящего жидкого азота со средней ско-
* Эффект «памяти формы» в сплаве Си — Al — Ni
зарегистрирован в 1970 г. [6].
п
1
1
t
II
г
1
\
!
[1 '
1 Т^|оэ
г
it
1
I
1
< Янар ^
V
т^^ш
г"*
v/77/y//////
1
Ufa
1^ "
к
\
У/}//\ |
100 200 ЪК
Рис. 1. Экспериментальная зависимость деформации Д/$
элемента с эффектом «памяти формы» от его температуры Т
для конкретного случая нагружения (а=50 кгс/см2, сплав
Си — Al — Ni).
ростью 10 К/с Методика измерений, датчики и
вторичные приборы обеспечивали максимальное
среднеквадратичное относительное отклонение
о < 1,5%. При исследовании определяли
влияние температуры и условий нагружения на
величину выходного сигнала элементов и
развиваемое ими усилие.
Типичная характеристика деформации
элемента при изменении его осредненной рабочей
температуры Т для конкретного случая
нагружения показана на рис. 1 при температурах
начала и окончания прямого мартенситного
превращения соответственно Ms = 108,5К; М/ =
= 93К и начала и окончания обратного
мартенситного превращения соответственно As =
= 115К; Af = 125,5К. Из графика видно, что
при данной скорости охлаждения зависимость
&h = Ф СП изображается линиями со ступена
чатым изломом. Величина гистерезиса при срС-
батывании элемента составила примерно 7,5°д-
для других элементов она колебалась от 2 о;
15°С, что свидетельствует о влиянии на его
величину как состояния исходного материала, так
и технологии изготовления образцов.
Для наглядности преимущества ТМП нового
типа на рис. 2 приведены величины
относительных температурных деформацийet = *7~ ° = /(Т)
26

etM
-0,5
-to
45
-2,0
-«
|.*7^
I..
1 ^
Л
J
/ДО
itfZ7
?*
?t,% ?/Г
-5
-10
•15
-20
Рис. 2. Относительные температурные деформации
чувствительных элементов, изготовленных из:
/ — латуни; 2 — сплава Cu—Al— Ni (элемент с эффектом «памяти
формы»); 3 — тефлона; 4 — полиэтилена .
75 б, кг/ммг
Рис. 3. Влияние нагрузки на температуру срабатывания
элемента с эффектом «памяти формы».
элементов из сплава Си — Al — Ni (зависимость
экспериментальная, шкала справа), а также
латунного и пластмассовых образцов
(зависимости теоретические, шкала слева). Сопоставление
показывает, что в интервале рабочей
температуры 80—120К чувствительность элемента с
эффектом «памяти формы» больше
чувствительности дилатометров примерно в 200—400 раз.
Переход от величины et к чувствительности %
осуществляется по формуле
Я — ч AT ¦
A4)
Исследованиями установлено, что величина
температуры срабатывания элементов (начало
прямого — Ms и обратного — А8 превращений)
изменяется с нагрузкой (рис. 3).
Отсюда следует, что варьированием нагрузки
можно регулировать рабочую точку элемента.
Эту особенность необходимо учитывать при
расчетах и проектировании систем регулирования.
По аналогии с уравнением D) запишем
выражение для коэффициента преобразования энергии
в элементе с эффектом «памяти формы»:
Лп. ф =
АН
In 1
АГф.п
с™^Чт~т0С)
A5)
где
ст — осредненная теплоемкость материала элемента
в диапазоне температур фазового перехода
AT$,.u = Af — As.
Развиваемое элементом усилие Pt
определяется по формуле
Pt=orQ, A6)
где ог—напряжение, генерируемое в процессе
восстановления формы:
АЯр t Af
~^ГЫ-А7
A7)
АН— тепловой эффект фазового перехода для сплава
Си—Al—Ni, вычисленный по изменению
теплоемкости, равный 8,5- Ю3 Дж/кг [6];
р — плотность;
е/ — величина относительной деформации.
Расчет, проведенный для конкретного
элемента по формуле A5) (Т = 115К и ДТФ.П =
= 10К), дает значение г)пф = 13%. Это
примерно на порядок больше, чем г] для
дилатометрического преобразователя.
Определив аг по формуле A7) и подставив
числовые значения в A6), получим для нашего
случая Pt = 50 Н.
Следовательно, отличаясь повышенной
чувствительностью, элементы с эффектом «памяти
формы» способны развивать усилия,
соизмеряемые с перестановочным усилием дилатометров.
Например, элемент из нитинола (сплав Ni —
Ti; проволока диаметром du ^ 0,4—0,5 мм) в
процессе восстановления формы способен
генерировать напряжение до аг = 600 Н/мм2 [1 ].
При этом элемент, деформируясь, производит
значительную работу на единицу массы сплава.
Варьируя химический состав сплава и
технологию выплавки, принципиально можно
смещать его рабочую точку в любую область
диапазона 78—473К, а также изменять гистерезис
превращения. Кроме названных свойств, сплавы
характеризуются удовлетворительной
прочностью и обрабатываемостью. Они легко свари-
4*
27

ваются с другими конструкционными
материалами и куются, хорошо демпфируют вибрации,
коррозионно стойки, не растрескиваются под
напряжением, а также немагнитны. Все это дает
основание надеяться, что сплавы с уникальным
явлением «памяти формы» привлекут к себе более
пристальное внимание конструкторов.
Целесообразность этого отчасти подтверждается
результатами данной работы, представляющей
собой первую попытку использования
потенциальных возможностей сплавов.
Заметим, что технология выплавки
алюминиевой бронзы Си — Al — Ni с необходимыми для
холодильной техники свойствами освоена,
стоимость сплава не превышает стоимости обычного
цветного металла (латуни, бронзы).
Доктор техн. наук, проф. А. А. ГОГОЛИН,
канд. техн. наук Н. М. МЕДНИКОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Испарительные конденсаторы благодаря
небольшому потреблению электроэнергии и малому
расходу свежей воды находят все большее
применение на холодильных предприятиях. Между
тем до сих пор нет единой методики их расчета.
В настоящей статье дан критический анализ
существующих методов расчета и приведена
разработанная на их основе более удобная методика.
На рис. 1 схематически изображен
испарительный конденсатор. Здесь же показано
изменение по высоте змеевика Я температур
конденсирующегося хладагента tKt воды tw, twl и
*и>2> °С, и энтальпии воздуха, характеризуемой
его температурой по влажному термометру tBA1
и tBJl2. Температурный напор tw—tBa между
водой и воздухом в верхней части аппарата
значительно меньше, чем в нижней. Поэтому
орошающая вода вначале несколько нагревается, а
затем немного охлаждается (штриховая линия).
Температуры воды на входе в аппарат twl и
выходе из него tw2 можно считать
приблизительно равными, пренебрегая нагревом воды в
насосе и наружном трубопроводе.
Изменение температуры воды по высоте
аппарата невелико (в пределах 2—3°С), и, в целях
упрощения расчета, ее можно принимать
постоянной, равной tw (сплошная вертикальная
прямая линия).
28
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А п а е в Б. А., В о р о н е н к о Б. И. Эффект
запоминания формы в сплавах. — Ми ТОМ, 1973, № 1.
2. Архаров А. М., Десятов А. Т. О
совершенствовании микрокриогенных дроссельных систем. —
Химическое и нефтяное машиностроение, 1975, № 8.
3. А р х а р о в А. М., Десятов А. Т.
Саморегулирующиеся микроохладители. — «Глубокий холод и
кондиционирование». Труды МВТУ № 239. М., 1976.
4. Ужанский В. С. Автоматизация холодильных
машин и установок. М., Пищевая промышленность,
1973.
5. Хандрос Л. Г., Арбузова И. А. Мартенситные
превращения, эффект памяти и сверхупругость. —
В кн.: Металлы, электроны, решетка. Киев, 1975.
6. О t s u k а К., S h i m i z u K. — Scripta Met., № 6,
Vol. 4, 1970.
С этим допущением процесс изменения состоя- •
ния воздуха в испарительном конденсаторе на
основании закона прямой линии будет
изображаться на I, d-диаграмме (рис. 2) прямой,
проходящей через точку 1 с начальными
параметрами воздуха и через точку W на линии
насыщения с температурой tw. На диаграмме видно,
что процесс может протекать как с некоторым
повышением температуры воздуха (линия /—
2—W)y так и с некоторым понижением (линия
V—2'— W).
Тепловой баланс испарительного
конденсатора может быть представлен в следующем
виде [1J:
Q = G (*, — у — W0cwtw = G (h — h) A, 0)
где Q — тепловой поток, проходящий в конденсаторе
от хладагента к воздуху, Вт;
G — расход воздуха через конденсатор, кг/с;
ix и *2 — энтальпии воздуха на входе в аппарат и
выходе из него, Дж/кг;
W0 — количество влаги, испарившейся в
конденсаторе, кг/с;
Cw — удельная теплоемкость воды, равная
4187 Дж/(кг-К);
s = д-г — тепловлажностное отношение процесса
(наклон линии процесса на t, d-диаграмме),
Дж/кг (чаще к Дж/кг).
Для изотермического процесса г=г (г —
теплота парообразования, Дж/кг):
УДК 621.5.044.001.24
О расчете испарительных конденсаторов

V- V к
Рис. 1. Схема испарительного конденсатора (а) и
изменение по высоте испарительного конденсатора температур
воздуха (по влажному термометру), воды и хладагента (б):
1 — вентилятор; 2 — каплеуловитель; 3 — оросительная
система; 4 — змеевик конденсатора; 5 — насос; 6 — водяной бак.
*ст.н "¦ темпеРатУРа наружной поверхности F змеевика, °С;
^ст,вн—температура внутренней поверхности F змеевика, °С.
W2lW LCT.H
г
о-—
^tT
l6jii /
' — --
г
¦*8л2
2'
—о —
WS
'У^Ч
.J/^"
/
iw
7Й
dz
Рис. 2. Изображение в t, d-диаграмме процесса изменения
состояния воздуха в испарительном конденсаторе:
i — энтальпия; d — влагосодержание; *" — энтальпия
насыпу
щенного воздуха; J n 2 — состояния воздуха на входе в
конденсатор и выходе из него; W — состояние насыщенного воздуха
у поверхности воды.
tw= 10; 15; 20; 25; 30; 35° С;
Л = 0,99; 0,98; 0,97; 0,96; 0,95; 0,94.
Эти значения А можно принимать при
расчете испарительных конденсаторов.
Общее термическое сопротивление в
испарительном конденсаторе R, м2-К/Вт,
складывается из двух составляющих:
Я = -ь- + Яв,
B)
1
где -тг — термическое сопротивление между
хладагентом и водой, м2-К/Вт;
°в — термическое сопротивление между
орошающей водой и воздухом, м2-К/Вт.
Все термические сопротивления относятся к
площади наружной поверхности FU9 м2.
Коэффициент теплопередачи от хладагента к
воде аналогично уравнению, применяемому при
расчете воздухоохладителей, можно
представить в следующем виде:
1
C)
k =
«а
I
ccwEH
+ R:
загр
^н
где р = -р2- — коэффициент оребрения; для гладкотруб-
ных аппаратов Р ^ 1,1;
аа — коэффициент теплоотдачи при конденсации
хладагента в трубах; определяется по
известным уравнениям [2], Вт/(м2-К);
aw — коэффициент теплоотдачи от наружной
поверхности змеевика к орошающей
воде, зависящий от интенсивности
орошения поверхности труб водой; для
гладких труб его можно подсчитать по
известным уравнениям [2], Вт/(м2-К);
Ен — коэффициент эффективности всей
наружной поверхности труб и ребер [3]; при
гладких трубах Ен = 1; тепловым
сопротивлением стенки трубки можно
пренебречь.
Термическое сопротивление загрязнений R33irp
учитывает прежде всего отложения водяного
камня, а также слои краски, коррозии и др.
Эта величина сугубо переменная, так как она
в основном зависит от условий эксплуатации.
В качестве , среднего значения #aapD можно
принять @,4-0,8). Ю-3 м2-К/Вт.
Для гладкотрубных испарительных
конденсаторов можно принимать следующие ориенти-
29

ровочные средние значения коэффициента
теплопередачи: при работе на аммиаке &^800-f-
— 1000, на фреоне-22 /^700-^-800, на фреоне-12
*«650—750 Вт/(м2-К).
Значения k для оребренных конденсаторов
зависят от формы и степени оребрения. Обычно
они меньше значений k для гладкотрубных
конденсаторов в 2—4 раза.
При решении уравнения B) наибольшую
трудность представляет определение наружного
термического сопротивления RB.
Теплообмен на наружной поверхности пленки
может быть выражен следующим уравнением:
Q = AoFwit D)
где Q — общее количество тепла, отводимое от хлад»
агента в воздух как путем конвекции, так и
испарения, Вт;
fw — поверхность соприкосновения воды и воздуха,
которая больше площади наружной поверхно-
F7i
сти змеевика $w = тг—= 1,54-2,0
"н
м
г2.
i — средний логарифмический энтальпийный напор
между водой и воздухом, Дж/кг;
*лог :
In —
E)
iw — энтальпия насыщенного воздуха с температурой
' tWf Дж/кг.
Коэффициент массообмена (общего
теплообмена) а, кг/(с-м2), подсчитывается по
уравнению Льюиса:
ав
свл
F)
где ав — коэффициент конвективной теплоотдачи от
пучка гладких или оребренных труб к воздуху,
обдувающему их в поперечном направлении,
определяемый экспериментально, Вт/(м2-К);
свл —удельная теплоемкость влажного воздуха,
ДжДкг.К); для *=30°С свл=1060 Дж/(кг-К).
Методика определения ав описана в работе
[2]. Строго говоря, эта методика относится
лишь к теплообмену от пленки воды к воздуху
при полном смачивании трубок. Однако
теплообмен капель над трубками и между ними
можно условно приравнивать к подсчитанному для
пленки по указанной методике.
Учитывая это, а также принимая во внимание
уравнение Льюиса, можно написать следующее
уравнение для наружного термического
сопротивления:
/?в =
1
1
i Лаврш5 »
АоРи, -к—
G)
где 9В —'
1В — температурный напор между
водой и воздухом, °С;
свл°в
Q
'конв
Q, Q*
- коэффициент, известный в
методике расчета воздухоохладителей
как коэффициент влаговыпадения;
- потоки общего (конвекция +
испарение) и конвективного
(сухого) тепла, Вт.
Уравнение G) в несколько модифицированном
виде было применено А. Г. Ткачевым в методике
теплового расчета испарительного
конденсатора [4]. Однако использование коэффициента
влаговыпадения в данном случае нельзя
признать удобным, так как при изотермическом
процессе он стремится к бесконечности (рис. 3),
а вблизи изотермы изменяется весьма резко.
Между тем, как видно из рис. 3, большая часть
наших городов по своему климату как раз
попадает в эту неудобную область.
Стремление использовать при подсчете RB
температурный напор в качестве разности
потенциалов весьма заманчиво, так как в этом
случае можно было бы для испарительного
конденсатора иметь общий коэффициент
теплопередачи от хладагента к воздуху без расчленения
его на отдельные составляющие.
Другую (более раннюю) попытку в этом
направлении сделали Б. Е. Джемс [5] и Е. Г. Том-
сен [6]. Они приняли за параметр воздуха,
характеризующий тепло- и массообмен в
испарительном конденсаторе, температуру его по
влажному термометру. С этим допущением:
Q — k'Fn (tK — ^вл. ср).
(8)
*
30
20
10
0
-10
-20
J0
\
§
Ашхабад
Ростоо\
на-Дотк_
г) Моем 6а
\ /1ениг
рад
1500
2000
2500 5000
5500 е,кЛ>к//<г
Рис. 3. Зависимость коэффициента влаговыпадения g от
тепловлажностного отношения 8 в условиях, обычных для
расчета испарительных конденсаторов.
30

При этом термическое сопротивление между
водой и воздухом будет равно:
i
где а = п— — отношение энтальпийного напора к
температурному напору между водой и
воздухом по влажному термометру,
Дж/(кг-К).
Подобную методику предлагал и В. А.
Носенко [7].
Существенным недостатком описанного выше
метода является резкая зависимость величины
а от температуры воздуха по влажному
термометру. Результатом этого является возможность
применять опытные зависимости для к' лишь
в узких температурных границах, в которых
они были получены.
Применяя уравнения G) или (9) для
вычисления /?в, невозможно обойтись без определения
промежуточной температуры воды tw, так как
коэффициенты ? и а существенным образом
зависят от этой температуры.
Поэтому все авторы расчленяют общее
термическое сопротивление на отдельные части для
вычисления tw, несмотря на общий
температурный масштаб для всех термических
сопротивлений.
Более целесообразно применять различные
потенциалы: температурный для внутреннего и
энтальпийный для наружного теплообмена. Это
впервые было предложено в 1938 г. В. Гудма-
ном [8], который составил специальную
диаграмму для графического решения получаемой
системы уравнений. Принцип различных
потенциалов в настоящее время используется
всеми зарубежными исследователями [9, 10].
A. А. Гоголиным [1 ] основное расчетное
уравнение с различными потенциалами было
предложено в следующей форме:
Q = kFK(tK-tw) = AoFHi. A0)
Определение температуры воды tw по этому
уравнению затрудняется тем, что в правой его
части она представлена в виде энтальпии iw ,
однозначно связанной с tw.
Решение задачи возможно графическим
методом или методом последовательного
приближения. Однако все это усложняет вычисления.
Кроме того, графический метод исключает
вычисление на ЭВМ, что является существенным
его недостатком.
B. 3. Жадан [11 ] и Л. Леви [12] предложили
приближенные методы расчета испарительного
конденсатора, основанные на уравнении,
дающем зависимость iw=f(tw). Необходимость в
методе последовательного приближения в
уравнениях В. 3. Жадана хотя и значительно
ослаблена, но полностью не устранена. Методика
Леви пригодна лишь для расчета существующего
конденсатора. Кроме того, эмпирическое
уравнение Л. Леви, связывающее^ iw и tw> имеет
погрешность до 2,5%, что чрезмерно.
Неточным было и уравнение, использованное
В. 3. Жаданом в 1960 г. Позднее [13] им
опубликовано более точное уравнение, связывающее
энтальпию влажного воздуха iy кДж/кг, с
температурой по влажному термометру ?вл, °С:
i=9>6+ 68-гвл • (»)
Это уравнение дает хорошее совпадение
(погрешность менее 2%) с табличными данными в
пределах ^вл=0ч-35°С. При ^ВЛ=40°С
значения энтальпий оказываются завышенными на
4%. Уравнение A1) можно применять также и
для определения энтальпии насыщенного
воздуха i"w по его температуре tw:
Ниже приводится методика расчета
испарительного конденсатора.
Расчет существующего конденсатора
Задачей расчета существующего
конденсатора может быть:
определение его производительности Q по
заданной температуре конденсации
хладагента *к;
определение температуры конденсации tKi
которая устанавливается в конденсаторе при его
известной производительности Q.
В обоих случаях заданными являются:
площадь наружной поверхности
конденсатора FK, м2, и его конструкция;
расход воздуха через конденсатор G, кг/с;
начальные параметры воздуха, особенно
энтальпия i, однозначно определяемая
температурой воздуха по влажному термометру ^вл1;
коэффициенты теплопередачи k, кВт/(м2-К),
и наружного теплообмена а, кг/(с-м2),
определяемые по известным уравнениям, частично
изложенным выше.
Расчет Q по tK. Уравнение A0) можно
переписать в следующем виде:
«bWh('k-Ob^(C-'i). <13>
где
rn=>~|X -1-expf-ffi-V, A4)
lw ll \ /
o' = A$wo. A5)
Коэффициент rjf аналогичен применяемому
при расчете воздухоохладителей энтальпийному
коэффициенту охлаждения.
31

Выразив в уравнении A3) энтальпию iw че
рез температуру tw из уравнения A2) и обозна
чив
kFH
iwSG
Б =
AGi\t*
A6)
представим уравнение A3) в следующем виде:
S/2 - [68 +g Б+106,4+*,]/„ +
+ 68 (BtK + у — 653 = 0. A7)
Решение полученного квадратного уравнения
приводит к следующему выражению для tw:
/^34 + 0,5^ + 1^^1-.
VK68 + ?к) 5 + 106,4 + [Пд| [68(gS + Ч)-6531
2Б
A8)
Теперь рассчитываем производительность
конденсатора: j
Q = kFH(tK — tw). A9)
На рис. 4 приведена зависимость по
уравнению A8) tw=f(tBJll> Б) для *К=35°С. На график
нанесены также две зависимости tw=f(tBSll),
полученные В. А. Носенко [7] на основании
испытаний ребристого испарительного
конденсатора (штриховые линии /, II). Штриховая
линия /// построена по практически
совпадающему с этими зависимостями простому
уравнению
tw =
^ВЛ1 + *К
B0)
Как видно из рис. 4, зависимости'/ и Я
являются частными случаями общей зависимости
A8). Они совершенно неприменимы к гладко-
трубным испарительным конденсаторам,
имеющим значительно более высокие значения ?.
Расчет /к по Q. Из уравнения A3I
^"f AGm*
Обозначив
? =
AGr\i
и выразив iw через tw по уравнению A2),
имеем:
Отсюда
116/м,
68 D + В) — 653
1г + В+ 106,4 •
B1)
B2)
Значение /к находится из уравнения A9).
32
Чли °С
Рис. 4. Примерная зависимость температуры воды tw
от температуры поступающего в аппарат воздуха по
влажному термометру /ВЛ1 для разных значений Б при *К=35°С.
Расчет вновь проектируемого конденсатора
Окончательный расчет проектируемого
конденсатора может быть сделан только после его
компоновки. Фактически это расчет
существующего конденсатора, изложенный выше.
Главной задачей предварительного расчета
нового конденсатора является определение
наружной площади его теплопередающей
поверхности Fn по заданным значениям Q, G, ^к, *i
и предварительно определенным коэффициентам
k и а'.
Исходным уравнением для расчета остается
все то же уравнение A3), в котором энтальпия
iw выражается через температуру tw по
уравнению A2), а для энтальпийного коэффициента
охлаждения r)f используется эмпирическая
зависимость, пригодная в пределах г]г=0,5ч-0,7:
%. = 0,227 + 0,4^-
B3)
Из этого уравнения FK исключается с помощью
уравнения A9).
В окончательном виде:
Q^(o,227G + 0,4a' щЗ=^т)Х
х^ + б^Г-^)' B4)
Делая это уравнение явным относительно tw
и решая получающееся квадратное уравнение,
пишем:

ЬМ + с — aN
tw~ 2(\+bN) ~~
_ У(ЬМ + с — aN)* — 4 A + bN) F8fK — aM)
2A+bN) ¦
B5)
где Ь = 106,4+ ii;
с = 68 + fK;
a = 653 — 68ix;
/ G o'\
Af = i4l0,227-Q-/H+0,4yj;
G
W = 0,2274-q-.
Теперь определяем теплопередающую
поверхность:
С помощью исходного уравнения A3) можно
получить выражение непосредственно для FH
следующим образом. *Щ\
Исключая из исходного уравнения A3) т)^ с
помощью уравнения B3) и tw с помощью
уравнения A9), получаем для Fn квадратное
уравнение, решение которого приводит к формуле
(Qcr — 0,227 Aa'G) k + 0,4 Ab'a'Q +
F*- OMa'ko'
+ V\(Qc' — 0,227 Aa'G) k + 0, AAb'o'Q]* +"*
0t8Aa'ko'
+lfiAa'ko'Q @,227Ab'G+Q)
0,8Aa'ko' *
где с' = 68 — /к;
a' = 653 + 106,4*к — 68ii + fKti;
V = 106,4 + ^.
Предлагаемая методика обеспечивает
достаточную для технических расчетов точность
Н. И. КУПЛЕНОВ
Интенсификация процессов тепломассообмена
реализуется не только выбором соответствующего
гидродинамического режима работы
традиционных аппаратов, но и разработкой нового
эффективного оборудования. К настоящему
времени В. М. Крупчатниковым, С. А. Богатых,
А. А. Рымкевичем с сотрудниками, В. В. Чих-
ладзе, Е. И. Андреевым, В. Н. Языковым и
О. А. Вавилиным исследованы и предложены
для использования в системах
кондиционирования воздуха (СКВ) аппараты пенного, эрлифт-
±C-Ь4)% и дает возможность обходиться без
применения метода последовательных
приближений или многократных вычислений для
графического решения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гоголин А. А. Обратное охлаждение воды в
холодильных установках. М., Пищепромиздат, 1940.
2. Данилова Г. Н., Богданов С. Н.,
Иванов О. П. Теплообменные аппараты холодильных
установок. Л., Машиностроение, 1973.
3. Г о г о л и н А. А. Кондиционирование воздуха
в мясной промышленности. М., Пищевая
промышленность, 1966.
4. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г.,
Type в и ч Е. С. Примеры и расчеты холодильных машин
и аппаратов. М., Госторгиздат, 1960.
5. James В. Е. A Study of Heat Transfer in Unit
Refrigerant Condensers Which Use Evaporative
Cooling. — Refr. Engin., 1937, №3.
6. Thomsen E. G. Heat Transfer in an
Evaporative Condenser. — Refr. Engin., 1946, № 5.
7. Носенко В. А., Кузнецова Л. П.
Упрощенный метод теплового расчета ребристых
испарительных конденсаторов. — В кн.: Холодильная техника а
технология. Киев, 1971, вып. 11.
8. Goodman W. The evaporative Condenser. —
Heating, Piping and Air Conditioning, 1938. Vol. 10, № 3,
4, 5.
9. W i 1 e D. D. Evaporative Condenser Performance
Factors. — Refr. Engin., 1950, № 1.
10. ASHRAE Guide and Data Book. Equipment Volume.
New Jork, 1972.
11. Ж а да н В. 3. Упрощенный метод расчета
испарительных конденсаторов. — Холодильная техника, 1960,
№ 5.
12. L e v у L. Characteristics of Design and Performance
of Evaporative Condensers. — The Journal of Refrig.,
1960, № 5.
13. Жадан В. 3., Кол яка В. Ф. Зависимость
энтальпии влажного воздуха от температуры по
влажному термометру. — В кн.: Холодильная техника и
технология. Киев, 1967, вып. 5.
ного, центробежного, радиально-центробежного
и других типов.
При исследовании процессов
тепломассообмена в новых аппаратах широко применялись
различного вида коэффициенты эффективности,
удобные для расчета и представленные в виде
степенного одночлена. Однако известно, что для
коэффициента эффективности более правильной
является форма многочлена. Вид многочлена
зависит, в частности, от схемы относительного
движения потоков взаимодействующих сред.
Авторы исследований принимали различные
схемы движения — прямоточную, противоточ-
УДК 536.24.001.24
Метод расчета теплообменных контактных аппаратов
33

ную [3], противоточно-перекрестную [1],
полного перемешивания [4]. Соответственно и
выражение для коэффициента эффективности в
каждом случае было различным.
В качестве потенциалов движущих сил
тепломассообмена служили температура воздуха
по влажному термометру, температура по
сухому термометру совместно с характеристиками
направления процесса, энтальпия воздуха,
отнесенная к 1 кг сухого воздуха. При обработке
воздуха растворами сорбентов или водой
повышенной температуры E0—90°С) эти параметры
не могут обеспечить приемлемой точности
расчета вследствие различного наклона рабочих
участков линий равновесия жидкостей.
Более удобна для использования в качестве
потенциала движущей силы тепломассообмена
энтальпия, отнесенная к 1 кг паровоздушной
смеси, а не к 1 кг сухого воздуха [5].
Таким образом, способ представления
коэффициентов эффективности от определяющих
параметров, различия в схемах движения потоков
фаз, выбор разных потенциалов движущих сил
тепломассообмена являются препятствием в
использовании предложенных ранее зависимостей
для обобщающего расчета высокоинтенсивных
аппаратов.
Цель настоящей работы — создание
обобщенного метода, позволяющего рассчитывать
любые процессы обработки воздуха водой и
растворами сорбентов в высокоинтенсивных
контактных аппаратах.
Совокупность зависимостей, составляющих
обобщенную методику, должна позволять
рассчитывать полную тепловую нагрузку на
аппарат и состояние обработанного воздуха. Для
расчета тепловой нагрузки необходимо
получить зависимость по полному теплообмену
между взаимодействующими средами. Эта
зависимость позволит также определять энтальпию
отработанного воздуха.
Наиболее целесообразным, из соображений
удобства выполнения расчетов, представляется
использование энтальпийного коэффициента
эффективности Etl отнесенного к условной
начальной разности энтальпий:
и — и
Ег^-т^—т-, A)
si
где ilt i2 — энтальпия паровоздушной смеси на входе и
выходе из аппарата;
i&u — энтальпия паровоздушной смеси,
равновесной с жидкостью, на входе в аппарат.
Характер зависимости коэффициента Et от
параметров процесса определяется, прежде
всего, схемой движения потоков фаз. Сложность
гидродинамической обстановки в
рассматриваемых аппаратах является причиной условности
принимаемых схем. Несмотря на это, вследствие
высокой степени турбулизации жидкостной
фазы, характерной для интенсивных аппаратов, и
сравнительно небольшого их размера наиболее
правомерными представляются схема полного
перемешивания жидкости и, как следствие,
предположение однородности ее параметров по
всей поверхности фазового контакта. Такое
предположение хорошо согласуется с опытными
данными, полученными при исследованиях
аппаратов кипящего слоя, аппаратов с мешалками,
пенных аппаратов различного типа [2, 4].
Характер изменения движущих сил,
соответствующий этой схеме, показан на рис. 1.
Структура расчетных зависимостей для
определения параметров состояния обработанного
воздуха, вытекающая из этой схемы, хорошо
известна [4]. В частности, глубина изменения
энтальпии обработанного воздуха
рассчитывается по зависимости [5]
'1 — *2-(*'г-''й) (l~"e ^0
или
Ей
ll — li « —N-
^г-я= 1 — г I,
Ч ~'s2
B)
C)
где Ej8 — энтальпийный коэффициент эффективности,
отнесенный к фактической разности
энтальпий;
is2 — энтальпия насыщенной паровоздушной смеси
при конечной температуре рабочей жидкости;
Nt — число единиц переноса энтальпий между
воздухом и рабочей жидкостью.
Неудобство использования в расчетах
зависимости C) заключается в том, что обычно
конечная температура жидкости t$2> а
следовательно, и величина i"s2 не заданы.
Рис. 1. Изменение энтальпийной движущей силы в
контактном аппарате с полным перемешиванием жидкости:
1 — линия изменения состояния воздуха над поверхностью
жидкости; 2 — линия изменения состояния обрабатываемого
воздуха.
34

D)
Прежде чем перейти к выводу зависимости
коэффициента эффективности от начальной
разности потенциалов движущих сил
тепломассообмена, рассмотрим рис. 1. Очевидно, что
величина Ai± является лишь условной начальной
разностью, фактически же начальный перепад
энтальпий определяется выражением 'S2~4.
Перейти к условной начальной разности
известным методом в данном случае не удается,
так как левая часть уравнения
f d(AQ rodF
J A' J 0
о
где о — коэффициент тепло- и массообмена;
F — поверхность фазового контакта;
G — расход газовой фазы,
имеет смысл лишь в пределах от i\ — С2Д0 '2—*S2 •
Для решения этой задачи выразим из
уравнения теплового баланса конечную температуру
рабочей жидкости:
*S2 = tsl + GsCs , E)
где tsl — начальная температура рабочей жидкости;
Gf Gs — расход соответственно воздуха и рабочей
жидкости;
Cs — удельная теплоемкость рабочей жидкости*
Линеаризуя рабочий участок линии
равновесия, что допустимо для небольшого интервала
температур, получим:
's2 = e* + Vs2» F)
где at, bi — аппроксимирующие коэффициенты.
Подставив уравнение E) в уравнение F), а
полученную зависимость — в уравнение C),
получим после преобразования
1 , hG
('i-*2)(i
г)"
,l — e~Ni ^ Gscs
Используя уравнение C) и обозначив
G)
(8)
представим зависимость G) в окончательном
виде:
J 1 bt
Ei ~ \-e~Ni + Vscs ' (9)
В зависимости (9) второе слагаемое в правой
части характеризует влияние начальных
условий на величину коэффициента эффективности и
является общим для высокоинтенсивных
контактных аппаратов различного типа.
Особенности гидродинамической обстановки
процессов тепломассообмена, присущие
каждому типу аппарата, учитываются в зависимостях
для расчета чисел единиц переноса Nt.
Принимая во внимание высокую турбулиза-
цию жидкости в рассматриваемых аппаратах,
при определении сопротивления
тепломассообмену — можно пренебречь сопротивлением
жидкостной пленки и учитывать лишь
сопротивление на границе газ — жидкость. При
таком допущении число единиц переноса
энтальпии выражается формулой
oF
Ni=-Q- = f(r, G)
A0)
и может быть представлено в виде степенной
зависимости от основных гидродинамических
параметров, обозначенных в формуле A0)
символом Г.
В зависимости (9) аппроксимирующий
коэффициент Ъ% является характеристикой рабочего
участка линии равновесия жидкости (воды или
раствора сорбента). Он может быть рассчитан с
помощью диаграммы или таблиц теплофизиче-
ских свойств воды и растворов по уравнению
bt =¦
(И)
В зависимости от концентрации раствора и
температуры жидкости коэффициент bt может
изменяться в широких пределах, при этом
точность его определения будет влиять на величину
погрешности расчета коэффициента Ег. В
таблице приведены ориентировочные значения
допустимой абсолютной (Afc,-) и относительной
-^•100% погрешности определения Ъь вызы-
с^нДж/кг
200
% 150
* юо
50
JJ 50 ЮО 150 200LzM*/m
Зксперймент
Рис. 2. Корреляционный график опытных и
рассчитанных по зависимости (9) величин энтальпий обработанного
воздуха:
О — центробежный аппарат [9], m>s=0,8-M4, *s1=2 -ь65°С,
Сч = 100ч-300 кг/ч; д — ситчатый пенный аппарат [з], М- =
= 0,3 +1,0, /S1=9,5°C, Gs=300-i-600 кг/ч; Ц — пенный
теплообменник с использованием воды и раствора
хлористого лития1 (данные автора), jj, =1,5^5,0, / =5—90°С, G =
= 100 4-400 кг/ч. * S
О
35

вающие относительную погрешность расчета
*1,кДж/(кг.К)
А6^кДж/(кг.К)
Abi
-^¦100% |
2,0
0,4
20 {
4,0
0,6
15
8,0
0,8
10
12,0
1,0
8
20,0
1,4
7
40,0
2,4
6
60,0
3,2
5
Многочисленные опытные данные, полученные
рядом авторов при исследовании процессов
взаимодействия воздуха с водой и раствором
хлористого лития в пенных аппаратах,
подтверждают справедливость зависимости (9) в
широком диапазоне температур и физических свойств
рабочей жидкости.
Сопоставление расчетных и опытных данных
по другим типам высокоинтенсивных аппаратов
показано на рис. 2.
В. Д. КУРБАН
СКБприбор
В последнее время получают распространение
перевозки скоропортящихся продуктов в
рефрижераторных контейнерах, охлаждаемых
специальными азотными холодильными
установками. Для регулирования температуры в этих
контейнерах СКБприбором (г. Орел) разработан
пневматический терморегулятор [1].
Переход объекта регулирования из одного
состояния в другое может осуществляться
различными способами. В связи с этим возникает
задача выбора двухпозиционного регулирования,
которое с точки зрения качества регулирования
наиболее выгодно. В работе [2] для анализа
двухпозиционного регулирования предложены
формулы:
Летах = д9о + Тзап ~с \ 0)
дет1п=-(д0о + Т3ап%^, B)
где Д6тах — положительная амплитуда колебаний
регулируемой температуры в объекте;
Д0щ1п — отрицательная амплитуда колебаний
регулируемой температуры в объекте;
Удовлетворительные результаты опытной
проверки подтверждают возможность
использования формулы (9) для расчета любых процессов
обработки воздуха, различных рабочих
жидкостей и их температур.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Андреев Е. И., Корки н В. Д. Методика-
расчета процессов в тепло- и массообменных
аппаратах. — Изв. вузов. Строительство и архитектура,
1973, № 12.
2. Б а р с к и й М. А., Куп ленов Н. И. Тепло-
и массообмен в абсорбционной установке
кондиционирования воздуха. — Холодильная техника, 1976, № 3.
3. Крупчатников В. М. Применение пенных
аппаратов в установках кондиционирования воздуха. —
Водоснабжение и санитарная техника, 1961, №д5.
4. Р а м м В. М. Абсорбция газов. М., Химия, 1966..
5. Сполдинг Д. Б. Конвективный массоперенос.
М.-Л., Энергия, 1965.
±Д0О— диапазон нечувствительности
терморегулятора;
тзап — запаздывание в системе автоматического*
регулирования температуры в объекте;
QnP — приток тепла к объекту;
Фот — теплопотери объекта;
с — усредненная теплоемкость объекта.
Усредненную теплоемкость объекта
определяют по формуле
где Тй — постоянная времени объекта;
9уст» 6<> — соответственно установившаяся и начальная
температура для данной кривой разгона.
Диаграмма процесса регулирования в общем
виде представлена на рис. 1. Анализ формул
показывает, что для уменьшения максимального
(минимального) отклонения регулируемой
температуры в объекте A9max (Д^тт) необходимо'
уменьшить диапазон нечувствительности
терморегулятора А0О, запаздывание в системе тзап,
QnP
кратность притока /z = ~^-t разность темпера-
Чот
тур 8уст—0О и увеличить постоянную
времени объекта Тя.
УДК ;565.073.235:546.17-52
Анализ качества автоматического регулирования температуры
в контейнере, охлаждаемом жидким азотом
36

\
9
Рис. 1. Диаграмма процесса регулирования температуры
в объекте.
Объект, охлаждаемый жидким азотом, имеет
распределенные параметры. Для упрощения
анализа и расчетов САР за регулируемую
температуру объекта принимаем ее среднее значение и
в этой зоне устанавливаем датчик температуры.
На рис. 2 показан охлаждаемый объект
(низкотемпературная камера), в котором
охлаждается тело массой т с теплоемкостью с. При
установившемся режиме, когда теплоприток в
камеру QH
будет равен количеству тепла,
поглощаемому жидким азотом, поступающим
через разбрызгивающую трубку, Qa, температура
тела достигнет температуры объекта 9.
еренциальное уравнение охлаждаемого
объекта имеет вид:
AQ
н
Д<2
а
тс
dt
D)
Теплоприток через ограждения линейно
зависит от наружной температуры
tH и темпера
туры объекта 0:
Q
н
^ог^ог \/н
E)
коэффициент теплопередачи ограждения;
площадь поверхности ограждения.
Это уравнение справедливо и для начальной
точки
Qh.
k F
or1 or
(*.. о
во)-
F)
Запишем уравнение E) в приращениях
ДСн
*ог^ог^н
*ог^огАе-
G)
¦«*
zzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzz
»_ * *
?
1
\
шз.
к,г,пТр />м с
т,с
;;¦;;;;;;;>;;;;;;;;;;;¦;;;;;;;;;;.
/
YZZZZ
Рис. 2. Охлаждаемый объект.
Тепловая нагрузка (теплоприток к объекту
Qg) в общем случае складывается из теплопри-
токов через ограждения и внутренних теплопри
токов
вн*
AQ
н
Аналогично] уравнению G)
V - * *
^ог^огА^н — korFor&Q + AQbh-
(8)
Тепло, отводимое жидким азотом, при
снижении температуры объекта на dQ за время &%
равно
AQ
а
kF(AQ
Ata) + (АМса + М сш)
ТР
аде
dt
(9)
где k
F
AM
са
Мтр
коэффициент теплопередачи разбрызгивающей
трубки;
площадь поверхности разбрызгивающей трубки;
температура жидкого азота;
массовый расход жидкого азота;
теплоемкость жидкого азота;
масса разбрызгивающей трубки;
теплоемкость разбрызгивающей трубки.
Подставив (8) и (9) в D), получим
xdA9 ' ¦
Ша + (тс + АМса + МТрсм) -gj--+ (kotF0t +
' ¦¦ ¦ ¦"'.-)
9
+ kF) Д9 = А0ВН + korForAtK.
Затем, обозначив (считая AiH=0 и AQBH
постоянную времени объекта
A0)
Т
тс + АМса + МТрсм
а
^ог^пг + ЬР
и коэффициент усиления объекта
k
kF
а
^ог^ог + kF
получим
" Ч
Т
а
dAQ
dt
+ А9
k*At
а^*а
(И)
Кратность притока определяется
отноше
ние теплопритока в камеру
н
к количеству
тепла, отводимому жидким азотом,
а*
П
^ог^ог (t
н
в)
мм
*а)
A2)
' ¦ ч
Общее запаздывание тзап системы
автоматического регулирования температуры
складывается из
переходного
т
зал
Тч Ч~ ТдеР»
A3)
Чистое запаздывание зависит от длины
трубопровода, связывающего управляющее
ройство с исполнительным механизмом:
уст-
/
т
т
ч
У
A4)
где 1Т
длина трубопровода;
скорость звука.
Переходное запаздывание является функцией
зоны пропорциональности терморегулятора тр,
расстояния от разбрызгивающей трубки до
термодатчика I, давления жидкого азота /?а,
метра сопла разбрызгивающей трубки
d
с»
диа-
па-

10
15
to
5
0
~5
^V
>ч
\,
?°
-* ¦
^Омин
Г j
ore
20
15
10
5
0
-o
-10
a.
^4
V ^\ ^
H X X ^-^
S X^/'
* 57muh
r <?
§o'
T
1
Рис. З. Диаграммы процесса регулирования температуры:
а — в пустой камере при 1=0 и изменении температуры от 20
до 0°С; б — то же, но при наличии в камере стального предмета
массой 10 кг; в — в пустой камере при /=100 мм и изменении
температуры от 20 до 0°С; г — то же, при изменении
температуры от 10 до 0°С.
раметра, характеризующего расположение
сопел вдоль продольной оси разбрызгивающей
трубки, L:
*пеР=Тф+/('. Pa, dc, L). A5)
Таким образом, из анализа формул A1—13)
можно сделать вывод, что для улучшения
качества регулирования температуры в объекте,
охлаждаемом жидким азотом, желательно
увеличить массу и теплоемкость охлаждаемых
грузов, массу разбрызгивающей трубки, давление
жидкого азота, диаметр сопла
разбрызгивающей трубки и уменьшить нечувствительность
терморегулятора, площадь поверхности и
коэффициент теплопередачи ограждения, площадь
поверхности и коэффициент теплопередачи
разбрызгивающей трубки, длину трубопровода, зону
пропорциональности терморегулятора,
расстояние от разбрызгивающей трубки до термодатчика
и разность температур 0уст—0О.
На рис. 3 представлены диаграммы процесса
регулирования температуры 9 в камере при
различных заполнениях камеры и начальной
температуре объекта.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Михайлов И. Т., Курбан В. Д. Новый
терморегулятор для контейнеров, охлаждаемых жидким
азотом. — Холодильная техника, 1976, № 7.
2. Кампе-Немм А. А. Динамика двухпозиционного
регулирования. М.-Л., Госэнергоиздат, 1955.
УДК 664.8.037.5.003
Повышение технико-экономической эффективности
производства быстрозамороженных полуфабрикатов из картофеля
Канд. техн. наук Е. Г. ГОРУН,
канд. техн. наук В. Д. ПОТАПОВ,
канд. экон. наук А. Б. КОШКИНА
Из широкого ассортимента картофелепродуктов
промышленного производства наиболее
перспективными являются быстрозамороженные
полуфабрикаты — обжаренный и необжаренный гар-
нирный картофель, обжаренные котлеты, необ-
жаренные биточки и т. д. Эти продукты имеют
высокие вкусовые свойства, сохраняются в
течение длительного периода, их можно
употреблять в качестве самостоятельных готовых блюд
или в виде гарнира ко вторым блюдам.
Для производства быстрозамороженных
полуфабрикатов используют картофель, содержащий
не менее 20 % сухих веществ и не более 0,4 %
редуцирующих Сахаров.
При изготовлении гарнирного
быстрозамороженного картофеля клубни сортируют по
качеству, калибруют по размеру (диаметром
38

более 6 см), моют, очищают от кожицы,
дочищают, режут на столбики сечением 11X 11 мм и
длиной 50—100 мм. Нарезанные столбики
отсортировывают от мелочи, бланшируют горячей водой
при температуре 85—93°С в течение 5—6 мин и
обжаривают (при изготовлении жареного гар-
нирного картофеля). Бланшированные или
обжаренные столбики картофеля после охлаждения
замораживают в скороморозильных аппаратах
при —30-4—40°С в течение 6—8 мин до
достижения температуры внутри продукта —18°С.
При производстве котлет и биточков
начальные процессы подготовки клубней такие же.
Затем очищенный картофель режут на кусочки,
варят до готовности, разминают в пюре и
смешивают согласно рецептуре с добавками (сухим
молоком, яичным порошком, пшеничной мукой,
солью). Из пюреобразной массы формуют
изделия, поверхность которых поливают раствором
пшеничной муки (льезонируют), а затем
обсыпают панировочными сухарями. При выработке
биточков их не обжаривают, а сразу после
охлаждения замораживают. При изготовлении
котлет их до замораживания обжаривают в
растительном масле в течение 2—3 мин, а затем после
охлаждения замораживают при —30ч—40°С в
течение 30—40 мин до температуры внутри
продукта —18°С.
В нашей стране промышленное производство
быстрозамороженных полуфабрикатов из
картофеля было организовано в 1964 г. на
Московском заводе картофелепродуктов. Однако линии,
на которых изготавливались полуфабрикаты из
картофеля, были малопроизводительные,
включали разрозненное громоздкое оборудование.
Для улучшения качества быстрозамороженных
полуфабрикатов и повышения
технико-экономической эффективности их производства
кафедрой технологии и оборудования консервного
производства Всесоюзного заочного института
пищевой промышленности (ВЗИПП) в
содружестве с коллективом Московского комбината
картофелепродуктов производственного
объединения «Колосс» проведена работа по
реконструкции цеха по производству быстрозамороженных
полуфабрикатов из картофеля.
При этом было использовано следующее
оборудование:
автоматические ленточные весы для
взвешивания картофеля, поступающего на переработку,
и роликовая калибровочная машина для
калибровки картофеля по размеру;
две параллельно действующие пароочиститель-
ные установки для очистки картофеля общей
производительностью 600 кг/ч; внедрение парового*
способа очистки позволило снизить количество^
отходов с 35 % при механическом способе очистки
до 16—18%, затраты труда при этом
снизились на 10%;
пневмотранспорт для транспортировки
очищенного картофеля в цех, что позволило
полностью исключить механические повреждения
очищенных клубней при транспортировке;
трехъярусная ленточная камера для
охлаждения горячего картофеля до 20°С и флюидиза-
ционный скороморозильный аппарат шведской
фирмы «Фло-фриз» производительностью
1200 кг/ч для последующего замораживания.
Аппарат представляет собой прямоугольную
камеру, стенки которой теплоизолированы.
Находящиеся внутри камеры вентиляторы
направляют холодный воздух при температуре —30-^-
Ч—40°С со скоростью 6—10 м/с по
воздуховодам под вибротранспортер, имеющий отверстия
для прохождения холодного воздуха. При этом
столбики картофеля перемещаются вдоль
транспортера со скоростью 0,4 м/мин.
Продолжительность замораживания картофеля 5—6 мин.
Внедрение комплексной
поточно-механизированной линии производства
быстрозамороженных полуфабрикатов позволило улучшить
качество готовой продукции, более рационально
использовать производственную площадь,
улучшить санитарно-гигиеническое состояние цеха и
значительно повысить технико-экономические
показатели производства. Производительность
линии возросла с 3700 до 5950 кг/смену.
Ниже приведены данные, характеризующие
технико-экономическую эффективность
комплексной линии производства
быстрозамороженного необжаренного гарнирного картофеля:
Прирост мощности, т/год 945
Увеличение выработки
в натуральном выражении, т/год 803
в стоимостном выражении, тыс. руб./год 383
Количество высвобождаемых рабочих
(относительно), чел. 31
Увеличение прибыли в расчете на год, руб. 86 026
за счет роста объема производства 60 979
за счет снижения себестоимости 25 047
Срок окупаемости затрат, мес. 35

УДК 664.8.037.53.004.12
Влияние замораживания и холодильного хранения
на качество мясо-мучных полуфабрикатов
3. А. ДЕРБЕДЕНЕВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Производству различных видов полуфабрикатов,
в том числе и мясо-мучных, в нашей стране
придается большое значение в связи с тем, что эти
изделия являются полноценными продуктами
питания и очень удобны в домашних условиях,
так как требуют небольших затрат времени на их
приготовление.
Производство замороженных мясо-мучных
полуфабрикатов получило широкое
распространение, особенно в США, где оно осуществляется
на специализированных предприятиях.
Ассортимент замороженных мучных полуфабрикатов
недостаточно широк, в основном это — пирожки с
различными начинками (мясо, фрукты, крем).
Замораживают эти изделия в скороморозильных
аппаратах со спиральным конвейером, а также
в аппаратах туннельного типа с помощью
жидкого азота [3].
В Англии также выпускают пирожки с
начинкой из мяса, креветок, которые реализуются в
замороженном состоянии. Замораживают пирожки
в скороморозильных аппаратах с применением
жидкого азота.
Мясо-мучные полуфабрикаты в виде
пирожков с говядиной, мясом домашней птицы и
свининой широко распространены во Франции.
Замораживают пирожки в туннельном
скороморозильном аппарате при температуре —28°С [2].
В нашей стране производство мясо-мучных
полуфабрикатов представлено главным образом
пельменями. В небольшом количестве
выпускаются замороженные вареники с различными
начинками — творогом, картофелем, капустой и
мясом. Замораживание этих изделий
осуществляется в морозильных камерах при температуре
—25°С.
В отечественной литературе имеются
сведения о положительных результатах применения
жидкого азота для замораживания пельменей и
других пищевых продуктов [1 ].
Как видим, условия замораживания мясо-
мучных полуфабрикатов разнообразны.
Цель настоящего исследования — изучение и
разработка оптимальных режимов
замораживания и размораживания мясо-мучных
полуфабрикатов типа чебуреки и манты, а также
установление допустимых сроков их хранения.
40
Полуфабрикат типа чебуреки представляет
собой пирожок, имеющий геометрическую форму
трапеции. Масса одного пирожка 125±5 г или
100±5 г с содержанием мясного фарша не менее
45 % к общей массе полуфабриката. Манты
имеют круглую форму, масса одного изделия 62±
±3 г или50±3гс содержанием мясного фарша
60% к массе полуфаб>риката.
Эти мясо-мучные полуфабрикаты были
изготовлены во ВНИИМПе по специальной
рецептуре на опытном автомате, после чего доставлены
во ВНИХИ для исследований, связанных с
замораживанием и холодильным хранением.
Замораживали мясо-мучные полуфабрикаты
тремя способами: без принудительной
циркуляции воздуха при температурах —10, —18 и
—30°С; в воздушном скороморозильном
аппарате при температуре —30°С и интенсивном
движении воздуха; в жидком азоте методом орошения
при температурах —70ч—196°С.
Исследования показали, что образцы мясо-
мучных полуфабрикатов, замороженные без
принудительной циркуляции воздуха при —10°С,
имели на поверхности теста большое количество
трещин и непривлекательный внешний вид.
После размораживания тесто не
восстанавливалось, а после термической обработки
разрывалось в местах трещин, и через образовавшиеся
отверстия вытекал сок. Количество
лопнувших образцов составило 100%.
Образцы, замороженные при —18°С, были
также низкого качества. После термической
обработки до 70% изделий лопнули.
Полуфабрикаты, замороженные при —30°С,
были несколько лучше по внешнему виду, но
имели много трещин на поверхности.
Наиболее приемлемыми оказались образцы,
замороженные в жидком азоте методом
орошения и в скороморозильном аппарате с
интенсивным движением воздуха. Они были заложены
на холодильное хранение.
Замораживали мясо-мучные полуфабрикаты до
конечной температуры в центре фарша —18°С.
Динамика изменения температуры
мясо-мучных полуфабрикатов представлена на рис. 1.
Ход кривых на температурном графике теста
и фарша аналогичен. Однако состав
компонентов теста и фарша неодинаков, поэтому точке
замерзания теста соответствует температура
—2°С, а фарша —3°С. Продолжительность
замораживания теста полуфабрикатов типа че-

10 20 JO hOX,MUH
Рис. 1. Динамика изменения температуры при
замораживании мясо-мучных полуфабрикатов:
— фарш; тесто; / — полуфабрикаты типа
манты; 2 — полуфабрикаты типа чебуреки; 3 — воздух.
буреки составляла 27 мин, а манты — 36 мин,
продолжительность замораживания фарша —
соответственно 34 и 48 мин.
Хранили опытные партии при двух
температурных режимах —18 и —30°С.
Качество мясо-мучных полуфабрикатов до и
после замораживания, а также в процессе
хранения (через 7, И, 14, 18 суток) оценивали по
химическим, бактериологическим и органолеп-
тическим показателям.
В результате проведенных химических
исследований в процессе хранения при —18 и —30°С
установлено, что перекисные и кислотные числа
в начале хранения несколько повышаются,
затем снижаются. Максимум увеличения их в
различных партиях наблюдался в неодинаковые
сроки хранения. Общей закономерности в
проведенных опытах не установлено.
В процессе хранения при температуре—18°С
резкое увеличение перекисных чисел отмечено на
14 день (до 0,133), а в процессе хранения при
—30°С — на 11 день (до 0,048—0,050). Согласно
ГОСТ 8285—57 на животные топленые жиры
при перекисном числе от 0,03 до 0,06 жир
считается свежим, но хранению не подлежит.
В процессе хранения не отмечалось очень
больших кислотных чисел. Максимальная
величина кислотного числа составляла 1,54, что
не выходит за пределы, рекомендуемые для
пищевых жиров.
Эти показатели не могут дать правильной
характеристики мясного фарша, однако их
необходимо принимать во внимание.
Бактериологическим исследованием
выявлена тенденция • к снижению общего количества
микробов в процессе хранения как при —18, так
и при —30°С.
Органолептические исследования
замороженных мясо-мучных полуфабрикатов типа
чебуреки не показали существенного влияния
температурного фактора при хранении в течение
7—11 суток. На 14—18 сутки разница была
более заметна. Дегустаторы отмечали к концу
хранения появление неприятного запаха лука,
а также осалившегося жира и ухудшение вкуса.
Изменения перекисных чисел к 18 суткам
хранения при —30°С составляли 0,100, а при
—18°С — 0,181. Однако органолептическая
оценка качества полуфабрикатов хорошая,
следовательно, эти величины перекисных чисел не
характеризуют порчи жира в мясном фарше.
Таким образом, срок хранения мясо-мучных
полуфабрикатов типа чебуреки может быть
установлен до 14 суток.
Органолептическая оценка замороженных
мясо-мучных полуфабрикатов типа манты показала,,
что в хранении они менее стойки, чем чебуреки.
На 11 сутки хранения их качество значительно
ухудшалось, а к 18 суткам продукт становился
недоброкачественным в связи с появлением
неприятного запаха лука. В то же время изменений
жира органолептически не установлено. Это
согласуется с тем, что не наблюдалось увеличения
перекисных чисел жира.
После 20-суточного хранения у мясо-мучных,
полуфабрикатов обоих видов, помимо
неприятного запаха лука, отмечалось и осаливание жира.
Проведены также исследования по
размораживанию мясо-мучных полуфабрикатов.
Многие замороженные пищевые продукты
(овощи, кулинарные изделия, рыба) перед
кулинарной обработкой не подвергаются
размораживанию.
Опыты показали, что при обжаривании мясо-
мучных полуфабрикатов в замороженном
состоянии тесто быстрее размораживается и
достигает полной готовности, а фарш остается еще
не размороженным. Поэтому полуфабрикаты
типа чебуреки необходимо размораживать до
полного исчезновения кристаллов льда.
Динамика изменения температуры этих изделий
показана на рис. 2.
Из рис. 2 видно, что продолжительность
размораживания теста 45 мин, фарша — 1 ч 15 мин.
Размораживание считалось законченным при
достижении температуры в центре фарша 1,0°С.
Следовательно, обжаривание во фритюре можно
проводить не раньше указанного времени,
необходимого для полного размораживания.
41

f
••
Рис. 2.5Динамика изменения температуры при
размораживании! мясо-мучных полуфабрикатов типа чебуреки
в комнатных условиях:
¦ — фарш; тесто.
Полуфабрикаты типа манты перед
кулинарной обработкой (варкой на пару или в кипящей
воде) лучше не размораживать, а использовать
в замороженном состоянии.
На основании проведенных исследований
разработаны следующие рекомендации, которые
вошли в техническую документацию и
технологические требования на производство
быстрозамороженных мясо-мучных полуфабрикатов типа
чебуреки и манты.
Мясо-мучные полуфабрикаты замораживают
без упаковки при температуре воздуха не выше
—30°С и скорости его движения 5 м/с.
Замороженные полуфабрикаты завертывают в
полиэтиленовую пленку и упаковывают в
картонные пачки марки А и Б по ГОСТ 7933—56 или
6 января 1978 г. на 68-м году жизни после тяжелой
и продолжительной болезни скончалась Вера
Васильевна Лаврова, один из старейших работников ВНИХИ.
После окончания в 1934 г. Ленинградского
технологического института холодильной промышленности
В. В. Лаврова начала работать во ВНИХИ в должности
младшего научного сотрудника механического
сектора. В течение длительного времени она возглавляла
лабораторию холодильных машин и аппаратов. В 1960 г.
В. В. Лаврова защитила кандидатскую диссертацию.
Весьма широк был круг научных интересов Веры
Васильевны: теплопередача в холодильных аппаратах,
холодильные компрессоры, эксплуатация холодильных
установок. Проведенные ею исследования
способствовали развитию холодильного компрессоростроения в
нашей стране. В. В. Лавровой принадлежит свыше 60
научных работ. Ее монография «Методы испытаний
холодильных компрессорных машин» до сих пор является
основным руководством по этому вопросу.
пачки из картона хром-эрзац толщиной 0,4—
0,5 мм по МРТУ 13—04—66. Размер пачек для
мясо-мучных полуфабрикатов типа чебуреки
190X97X36 и 190X97X40 мм, для
полуфабрикатов типа манты — 152 X 79 X 40 и 152 X 79 X
Х44 мм.
Пачки с полуфабрикатами по 32 шт.
обертывают бумагой марки А, В, Д плотностью 100 г/м2
по ГОСТ 8273—67 или мешочной бумагой по
ГОСТ 2223—68.
Для упаковки полуфабрикатов типа манты
используют картонный ящик размером 380 X
X 285x190 мм, в который вмещается 36 пачек.
Упакованные таким образом полуфабрикаты
должны храниться при температуре —18°С и
относительной влажности, близкой к 100%.
Срок хранения полуфабрикатов типа чебуреки
установлен не более 11 дней, а манты — 7 дней.
Чебуреки перед термической обработкой
следует разморозить в комнатных условиях при
температуре 20—22°С в течение 1 ч 15 мин, а
затем обжарить во фритюре до состояния
готовности.
Манты перед термической обработкой не
размораживают. Доводят их до состояния
готовности на пару или в кипящей воде.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абрамов Н., Гурвиц В., Бар ы щ ни-
к о в Л. Применение жидкого азота для замораживания
пельменей. — Мясная индустрия СССР, 1965, № 9.
2. Патент А 231, № 1548686 (Франция).
3. Применение жидкого азота для замораживания
пирогов.—Экспресс-информация. В кн.: Пищевая
промышленность, 1965, № 32, реф. 432.
Вера Васильевна была тесно связана с
производством, прекрасно знала эксплуатацию холодильных
установок и давала ценные советы часто обращавшимся
к ней работникам промышленности.
После ухода в 1969 г. на пенсию В. В. Лаврова
продолжала трудиться в качестве преподавателя Учебного
комбината Росмясорыбторга.
Вера Васильевна — член КПСС с 1951 г. Принимала
активное участие в общественной жизни института.
За свою работу награждена четырьмя медалями.
Честным и самоотверженным трудом Вера
Васильевна подавала хороший пример сотрудникам. Она умела
сплотить вокруг себя коллектив и направить его
энергию на выполнение поставленных задач. Вера
Васильевна была отзывчивым, интересным человеком,
общение с которым обогащало всех окружающих. Светлая
память о Вере Васильевне Лавровой надолго
сохранится в сердцах всех, знавших ее.
4/\/\/V4/\/\/\/N/\/\/S/N/\/\/N/\A/N/N/N/\/N/V/N/N/N/N/\/\/N/N^
Вера Васильевна Лаврова
42

СТАНДАРТЫ И КАЧЕСТВО
УДК 621.57.041-213.3@83.74)
Новый ГОСТ на герметичные холодильные агрегаты
для торгового оборудования
Канд. техн. наук С. Р. ГОПИН,
канд. техн. наук А. С. КРУЗЕ,
канд. техн. наук В. Л. ТИХОМИРОВ,
Е. М. РТВЕЛИАШВИЛИ,
канд. техн. наук В. М. ШАВРА,
доктор техн. наук I В. Б. ЯКОБСОН |
ВНИИторгмаш
И. М. ЗЕЛИКОВСКИЙ, М. П. СЛАВУЦКИЙ,
A. Л. ЧЕРНЯК
ПО «Торгхолодмаш»
B. С. КРЫЛОВ
Рижский завод «Компрессор»
В марте 1977 г. Государственным комитетом
стандартов Совета Министров СССР утвержден
ГОСТ 22502—77 «Агрегаты герметичные
холодильные для торгового оборудования.
Технические условия», заменяющий семь ныне
действующих стандартов:
«Компрессоры поршневые герметичные
фреоновые малой холодопроизводительности. Типы
и основные параметры (ГОСТ 9666—61).
Технические требования (ГОСТ 10612—63). Методы
испытаний (ГОСТ 10613—63)».
«Агрегаты герметичные фреоновые малой
холодопроизводительности. Типы и основные
параметры (ГОСТ 9834—61). Технические
требования (ГОСТ 13369—67). Методы испытаний
(ГОСТ 13370—67)».
«Компрессоры фреоновые герметичные (ГОСТ
17240—71)».
Срок введения ГОСТ 22502—77—1 июля 1978 г.
Стандарт разработан Всесоюзным
научно-исследовательским и
экспериментально-конструкторским институтом торгового машиностроения
(ВНИИторгмаш), Харьковским ОКБ,
Харьковским заводом холодильных машиц и рижским
заводом «Компрессор».
Разработка нового стандарта обусловлена
тем, что за истекшие 16 лет после введения
первых стандартов на герметичные компрессоры и
агрегаты существенно изменились общие
направления развития малых холодильных машин, их
конструкторские решения. Так, полностью
прекратился выпуск холодильных агрегатов с
водяным охлаждением, резко сократилась
номенклатура агрегатов (примерно в 3 раза),
появились новые типы агрегатов (поршневые
экранированные и ротационные). Повысились
требования к их качеству и надежности. Все эти
изменения явились результатом накопленного
опыта и больших научно-исследовательских и
опытно-конструкторских работ, проведенных
Всесоюзным научно-исследовательским институтом
холодильной промышленности (ВНИХИ) и
продолжающихся во ВНИИторгмаше, а также на
заводах, в конструкторских бюро малых
холодильных машин и эксплуатирующих их
организациях, прежде всего на Московском и
Ленинградском специализированных комбинатах
холодильного оборудования треста «Росторгмонтаж».
Новый стандарт распространяется только на
холодильные агрегаты для торгового
оборудования.
Стандартом предусмотрено изготовление трех
типов холодильных агрегатов: с герметичным
поршневым компрессором (поршневой агрегат),
с герметичным экранированным компрессором
(поршневой экранированный агрегат), с
герметичным ротационным компрессором
(ротационный агрегат). Основные параметры агрегатов
приведены в табл. 1.
В целях постепенного перехода всего ряда
агрегатов на частоту вращения 50 с" вновь
разрабатываемые агрегаты будут выпускаться с
частотой вращения компрессора 50 с. В период
освоения новых моделей стандартом
допускается изготовление агрегатов с частотой вращения
компрессора 25 и 50 с-1, а также выпуск
разных моделей агрегатов одной
холодопроизводительности (ВС 800, ВСэ 800). Для обеспечения
взаимозаменяемости агрегатов в торговом
холодильном оборудовании стандарт обязывает
изготавливать агрегаты равной
холодопроизводительности с одинаковыми установочными
размерами. Ранее это требование отсутствовало.
В зависимости от температуры кипения
приняты три типа исполнения агрегатов:
низкотемпературные (—А0-.—25°С), среднетемператур-
ные (—25ч—10°С) и высокотемпературные
(—10-=-+10°С).
В отличие от действующих стандартов, ГОСТ
22502—77 предусматривает применение для
агрегатов высокотемпературного исполнения в
качестве хладагента фреона-12, что способствует
повышению их надежности и возможности
унификации с агрегатами среднетемпературного
исполнения.
43

Таблица I
Обозначение типоразмера
ВВ 800; ВВр 800
ВВ 1000; ВВр 1000
ВВ 1250; ВВр 1250
ВС 315; ВСр 315
ВС 400; ВСр 400
ВС 500
ВС 630
ВС 800; ВСэ 800
ВС 1000
ВС 1250; ВСэ 1250
ВН 250
ВН 315
ВН 400; ВНэ 400
ВН 500
ВН 630
испол-
V
К
я
Обозначь
нения
В
С
Н
Номинальные значения
Холодопроизво-
дительность,
Вт (ккал/ч)

Потребляемая
мощность
агрегата,
Вт
I
Холодильный

коэффициент
Предельные отклонения
±ю%
815 G00)
1045 (900)
1280A100)
325 B80)
405 C50)
530 D55)
645 E55)
815 G00)
1045 (900)
1280A100)
270 B30)
325 B80)
410 C55)
525 D50)
640 E50)
360
430
520
210
260
290
360
430
540
650
315
370
430
535
630
-5%
2,Н
2,43
2,46
1,55
1,56
1,83
1,79
1,89
1,93
1,97
0,86
0,88 !
0,95 1
0,98
1,02
Масса агрегата,
кг, не более, при
частоте
вращения
компрессора, с х
25 | 50
36,0
46,0
—
33,0
38,5
44,0
47,0
53,0
57,0
40,0
44,0
47,0
55,0
59,0
34
43
52
26
31
35
39
42
49
53
33
38
42
49
53
Габаритные размеры.
Высота
310
355
355
260
310
310
310
375
375
390
310
310
375
375
385
Длина
560
600
650
520
560
570
595
600
630
650
570
595
600
630
650
мм, не более
Ширина
360
400
415
345
360
365
365
435
435
435
365
365
435
435
405
Все поршневые экранированные агрегаты
созданы на базе одного компрессора и работают
на фреоне-12 (ВСэ 800) и фреоне-22 (ВСэ 1250
и ВНэ 400).
В южных районах, где температура
окружающего воздуха достигает 40°С, температура
воздуха в машинном отделении торгового
оборудования со встроенными холодильными агрегатами
может повыситься до 42°С. Повышается при
этом и температура всасывания. В связи с этим
ГОСТ 22502—77 предусматривает возможность
работы агрегатов при температурах
окружающего воздуха и всасывания соответственно до 45 и
35°С. Увеличена также до 2,3 МПа B3 кгс/см2)
допустимая разность давлений нагнетания и
всасывания. Лишь в существующих моделях
низкотемпературных агрегатов эти температуры и
давление оставлены без изменений D0 и 25°С).
Агрегаты предназначены для работы и пуска
при следующих условиях:
в рабочем диапазоне температур кипения —
исполнение С: от —25 до —10°С; исполнение Н:
от —40 до —25°С; исполнение В: от —10 до
фЮ°С;
при циклической работе допускается
повышение температуры кипения до температуры
охлаждаемого объекта;
при температуре окружающего воздуха от 5
до 45°С (для низкотемпературных агрегатов до
40°С);
при температуре всасывания хладагента до
35°С.
Агрегаты работают от сети переменного тока
частотой 50 Гц напряжением 220/380 В с
трехфазными электродвигателями и 220 В с
однофазными.
Стандартом предусматривается унификация
холодильных агрегатов. Каждый агрегат
должен быть унифицирован не менее чем с одной
моделью агрегата того же исполнения и одной
моделью другого исполнения. При этом агрегаты
должны иметь одинаковые секции
конденсатора, вентиляторы, диффузор, всасывающий и
нагнетательный вентили и т. д. Такая унификация
заложена в самом построении типоразмерного
ряда. Так, холодопроизводительность у сред-
нетемпературного агрегата (на фреоне-12) при
номинальных значениях температур кипения>
окружающего воздуха и всасывания
(соответственно —15, 20 и 20°С) примерно вдвое меньше,
чем у высокотемпературного агрегата,
работающего на том же хладагенте при соответствующих
температурах (соответственно 5, 30 и 20°С), и
вдвое выше, чем у низкотемпературного,
работающего на фреоне-22 (соответственно — 35, 20
и 20°С).
В ГОСТ 22502—77 впервые указаны
коэффициенты применяемости: для поршневых
агрегатов — 0,86; для поршневых экранированных —
0,85; для ротационных — 0,75.
44

Поршневые агрегаты встраиваются во все
виды торгового холодильного оборудования
главным образом на заводах, изготавливающих
торговое оборудование. Эти агрегаты
используются в средне- и низкотемпературном
оборудовании, работающем от сети трехфазного тока.
Поршневые экранированные агрегаты
предназначены в основном для замены агрегатов
типа ФАК. Торговое оборудование
комплектуется экранированными агрегатами или на
заводах-изготовителях или на месте эксплуатации.
Ротационные агрегаты встраиваются в
торговое оборудование*, работающее от сети
однофазного тока (автоматы по продаже газированной
воды, соков и напитков).
Накопленный опыт позволил уменьшить, по
сравнению с существующими, нормы
потребления агрегатами электроэнергии (табл. 2).
У поршневых экранированных агрегатов
допускается увеличение массы и потребляемой
мощности до 10%, у агрегатов с однофазными
электродвигателями компрессора допускается
повышение потребляемой мощности до 5%.
Сопоставление энергетических показателей
агрегатов по ГОСТ 9834—61 и ГОСТ 22502—77 с
агрегатами ряда зарубежных фирм показывает
существенное улучшение и значительное
преимущество последних отечественных моделей по
сравнению с моделями ведущих зарубежных
фирм (рис. 1). В то же время металлоемкость
отечественных агрегатов больше, чем
зарубежных (рис. 2), однако в новом стандарте она
несколько ниже, чем была ранее.
В ГОСТ 22502—77 повышены требования к
надежности холодильных агрегатов. Так, во
время приемочных испытаний определяется
предварительная надежность агрегатов по результатам
испытаний 25 образцов в эксплуатационных
условиях при нормальной или повышенной
тепловой нагрузке в обслуживаемом ими
оборудовании в течение трех месяцев, температура
окружающего воздуха должна быть не ниже 20°С.
Таблица 2
1,5
L^
VI
^
/
^=*
а
А
X
200 W0
600
800
1000 П00аономМ
Рис. 1. Холодильный коэффициент среднетемпературных
герметичных агрегатов:
О — нормы по ГОСТ 22502—77; # — нормы по ГОСТ 9834—61;
а*—фирмы «Санио» (Япония); X —фирмы «Тошиба» (Япония);
Н фирмы «Юните Герметик» (Франци я); Q — фирмы «Текум-
«се» (США).
Обозначение типоразмера
ВВ 800; ВВр800
ВВ 1000; ВВрЮОО
ВВ 1250; ВВр1250
ВС 315; ВСр315
ВС 400; ВСр400
ВС 500
ВС 630
ВС 800; ВСэ800
ВС 1000
ВС 1250; ВСэ1250
ВН 250
ВН 315
ВН 400; ВНэ400
ВН 500
ВН 630
Номинальные значения
потребляемой мощности, Вт
ГОСТ 9834-
390
420
520
240
290
300
360
440
540
660
320
380
440
540
630
-61
ГОСТ 22502—77
360
430
520
210
260
290
360
430
540
650
315
370
430
535
630
При более чем одном отказе любого из
элементов агрегата неисправность устраняется
(агрегаты, вышедшие из строя, заменяются), а время
испытаний увеличивается до 6 месяцев. При этом
также не должно быть более одного отказа.
Агрегаты, прошедшие испытания, предъявляются
межведомственной комиссии.
д,нг/(вт-Ю5)
a W у |
f^oJSw Г"
—\ к Да
I Р Га |д
+ х
100
80
60
W
20
200 ЛОО 600 800 1000 1200% тЛт
Рис. 2. Удельная металлоемкость среднетемпературных
герметичных агрегатов (трехфазный ток):
• — нормы по ГОСТ 9834—61; О — нормы по ГОСТ 22502—77
(частота вращения компрессора 25 с"); А — нормы по
ГОСТ 22502—77 (частота вращения компрессора 50 с"); Л —
фирмы «Санио» (Япония); X —фирмы «Тошиба» (Япония);
+ — фирмы «Юните Герметик» (Франция); о — фирмы «Текум-
се» (США).
45

Работоспособность агрегата на аварийных
режимах работы обеспечивается приборами
защитной автоматики, допускается повышение
температуры обмотки встроенного
электродвигателя за время не более 1,5 ч до 140°С для
электродвигателей с изоляцией класса А (нагрево-
стойкость по ГОСТ 8865—70) и до 150°С для
электродвигателей с изоляцией класса В.
В эксплуатационных условиях надежность
агрегатов определяется по интенсивности
отказов, требующих вскрытия кожуха компрессора.
Для поршневых и ротационных агрегатов она
не должна превышать 3,5 % , а поршневых
экранированных— 1,75%. Повышенная
надежность поршневых экранированных агрегатов
обусловлена отсутствием необходимости вскрывать
кожух в случае сгорания обмотки статора
электродвигателя компрессора, так как эта
неисправность устраняется на месте эксплуатации.
Надежность всех остальных элементов
агрегата (в том числе и требующих вскрытия
кожуха компрессора) оценивается числом часов
работы до обнаружения в нем какой-либо
неисправности, т. е. наработкой на отказ,
составляющей 5000 ч (методика испытаний по ГОСТ 165—
74 и ГОСТ 13377—75). Наработку до отказа при
плане испытаний N, U, Т определяют по
формуле, приведенной в ГОСТ 13377—75.
Срок гарантийной работы агрегатов в ГОСТ
22502—77 увеличен, по сравнению с
действующими ГОСТами, до 30 месяцев, а для агрегатов
со Знаком качества — до 36 месяцев со дня
ввода в эксплуатацию.
Одной из форм повышения надежности
холодильных агрегатов является требование
проверки влагосодержания смеси хладагента и
масла в системе холодильного агрегата на заводе-
изготовителе. Впервые это требование было
изложено в разработанной ВНИИторгмашем
методике, согласно которой такие испытания
должны проводиться как на заводах-изготовителях
холодильных агрегатов (выходной контроль),
так и на заводах торгового холодильного
оборудования (входной контроль). Этим испытаниям
по ГОСТ 22502—77 должны подвергаться
агрегаты (выборочно 3%) в процессе обкатки их на
стендах в течение не менее 4 ч. Влагосодержание
в смеси смазочного масла с фреоном-12 не
должно превышать 0,0015 % по массе, а в смеси с фрео-
ном-22 — 0,006 % по массе. Влагосодержание
устанавливается по показаниям цветового
индикатора влажности при температуре смеси
хладагента со смазочным маслом перед индикатором
не более 25°С. Индикатор должен иметь синий
или голубой цвет (влагосодержание 0,0005—
0,0015%, фреон-12) и синий цвет
(влагосодержание 0,001—0,006%, фреон-22).
В связи с задачей снизить шум в торговых
залах предприятий торговли и общественного пи-
46
тания введение в ГОСТ 22502—77
ограничивающих требований к шумовым характеристикам
агрегатов является особенно актуальным.
По согласованию с Минздравом СССР в ГОСТ
22502—77 введено двойное нормирование шума:
для серийно выпускаемых агрегатов обязателен
достигнутый уровень, а для вновь
разрабатываемых и агрегатов, которым присваивается
Знак качества, установлен уровень,
допустимый ОСТ 27—07—151—73 для обслуживаемого
ими оборудования.
По ГОСТ 22502—77 шумовые характеристики
холодильных агрегатов ограничены допустимым
уровнем звуковой мощности Lv в октавных
полосах со среднегеометрическими частотами /:
/, Гц 63 125 250 500 1000 2000 4000 8000
Lp, дБ 79 75 75 75 75 69 65 59
Общий корректированный уровень звуковой
мощности должен быть равным 79 дБА. В
связи с тем что уровень звуковой мощности в
полосах 250—4000 Гц на 4—14 дБ выше требуемых
санитарными нормами, все вновь
разрабатываемые агрегаты и агрегаты, которым присвоен
государственный Знак качества, должны за счет
снижения уровней звуковой мощности в этих
полосах иметь корректированный уровень не
более 69 дБА. Заводами-изготовителями
холодильных агрегатов разработаны мероприятия
по достижению этих норм и основному
потребителю (Минторг СССР) передан план проведения
этих мероприятий.
Измерение шумовых характеристик
проводится в соответствии с ГОСТ 8.055—73 не ниже чем
по 3 классу точности при работе холодильного
агрегата в схеме калориметрического стенда или
с технологическим испарителем в номинальном
режиме с отклонением температур кипения не
более ±0,5°С, окружающего воздуха ±1СС.
Впервые в ГОСТ 22502—77 вошли требования
по вибрации. Уровни вибрационных скоростей
Lv, измеряемых на раме агрегата вблизи ее
точек крепления (отверстий) к оборудованию, в
октавных полосах со среднегеометрическими
частотами / должны быть следующими:
А Гц 2 4 8 16 315 63
Lv, дБ 117 ПО 102 102 102 102
Введено новое обозначение агрегатов. Ниже
приводится пример условного обозначения
агрегата с воздушным охлаждением конденсатора,
исполнения В, ротационного, номинальной холо-
допроизводительностью 1045 Вт, однофазного,
имеющего два полюса электродвигателя
компрессора с синхронной частотой вращения 50 с,
климатического исполнения Т, категории
размещения 4: агрегат ВВр 1000 1 B) Т4 ГОСТ
22502—77.

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.57.04
Автоматизация водяных
конденсаторов
Г. Л. ЗЕЛЬБЕРГ, В. Ф. УШАКОВ
Сибирский институт физиологии и биохимии
растений СО АН СССР
Климатические камеры фитотрона Сибирского
института физиологии и биохимии растений СО
АН СССР (г. Иркутск) оборудованы
холодильными машинами ХМ-ФУ8 Мелитопольского
завода холодильного машиностроения им. 30-летия
ВЛКСМ. Конденсаторы машин снабжены
электромагнитными вентилями СВМ-25 и ручными
регулирующими вентилями. Для охлаждения
конденсаторов используют воду из городского
водопровода, температура которой в зимние
месяцы снижается до 1—2°С. Использование
холодной воды в сочетании с малой тепловой
нагрузкой приводит к неустойчивому тепловому
режиму работы конденсаторов.
Преобразование ТРВ с внешним уравниванием в
водорегулирующий вентиль:
/ — входной патрубок с фланцем; 2 — капиллярная трубка
диаметром 3 мм; 3 — ниппель; 4 — медная трубка диаметром
в ММ; 5 — головка вентиля; 6 — седло клапана; 7 — клапан;
8 — опорная шайба; 9 — пружина.
Для повышения надежности поддержания
температур конденсации авторы испытали две схемы
автоматизации. По первой схеме к
нагнетательной линии компрессора присоединен
электроконтактный манометр ЭКМ-1У, который
управляет работой двух промежуточных реле типа
МКУ-48. Контакты последних включены в цепь
управления электромагнитным вентилем на
линии подачи воды в конденсатор. Электрическая
схема собрана с самоблокировкой одного из
реле. Она позволяет осуществить двухпозиционное
регулирование температуры конденсации с
регулируемой зоной нечувствительности. Для
уменьшения автоколебаний применяют ручной
регулирующий вентиль.
Схема автоматизации конденсаторов с
использованием электроконтактных манометров
показала хорошие результаты и ею оснащены восемь
холодильных машин.
По второй схеме* было предложено вместо
соленоидных вентилей установить на
конденсаторы водорегулирующие вентили,
изготовленные на базе терморегулирующих вентилей
12ТРВ-100. Для этого (см. рисунок) сверлят
отверстие диаметромЗмм во входном патрубке
/вентиля и соединяют его капиллярной трубкой 2
с ниппелем 3 бывшей уравнительной линии.
Капиллярную трубку термосистемы заменяют мед-
* В работе принимал участие машинист холодильных:
установок А. Г. Немировский.
47
з-
л±-

ной трубкой 4 диаметром 6 мм, которую
подключают к тройнику нагнетательного вентиля
компрессора. Все соединения паяют обычным
припоем. „ -
Мембрана, передающая движение клапану /
и расположенная в головке 5 вентиля,
воспринимает с одной стороны давление конденсации
фреона, с другой—усилие от пружины 9. При
преобразовании вентиля ТРВ с внешним
уравниванием в водорегулирующий эта пружина для
уравновешивания мембраны недостаточно жестка,
поэтому, чтобы увеличить усилие, действующее
на мембрану со стороны пружины, использовано
давление воды C-4 кгс/см2), подводимой через
трубку 2 давлением воды в подмембранную часть
вентиля. Для предварительного натяга пружины
9 ее опорная шайба заменена шайбой 8 большей
высоты.
Для ТРВ с внутренним уравниванием этого не
требуется.
Автоматическая работа конденсаторов 18
холодильных машин, оборудованных такими
вентилями, показала хорошие результаты.
УДК 621.57:621 564.25.66.047
Удаление воздуха и влаги
из фреоновой холодильной
машины
И. М. ВИТАВЕР, В. А. НИКИТИН
Читинский машиностроительный завод
Во время заводских испытаний аппаратов
холодильных машин и компрессоров на
герметичность теряется значительное количество фрео-
на-12 в связи с выпуском его после испытании
в атмосферу вместе с азотом или воздухом.
Потери фреона происходят также из-за уноса его
вместе с воздухом, выпускаемым через воздухо-
•спускной клапан конденсатора при подготовке
холодильных машин к испытаниям.
Установлено что в смеси, выпускаемой из конденсатора
при охлаждении его водой с температурой 25—
ЗОХ содержится до 90-95% фреона-12.
Поскольку каждая холодильная машина,
выпускаемая заводом, проходит испытания наспе-
лификационных режимах с хладагентом, общее
количество теряемого за год фреона весьма зна-
ЧИХияНп°редотвращения потерь фреона на заводе
изготовлена установка (рис. 1) отделения
воздухаи° паровоздушной смеси, принцип действия
которой основан на предварительном сжатии
ГесиПодавления (9,8+10,78). W Ш;с^последу-
юшим охлаждением ее до —25-:—зи <-• в агРе
Se наряду с фреоном, из смеси выделяется
влага,Н сбивающаяся в отделителе откуда
она периодически выпускается. Влага из жид
кото фреона удерживается также фильтром-
%ШхлТаждение конденсирующегося фреона
осуществляется компрессорно-конденсаторньш аг
оегатом по схеме непосредственного
охлаждения Компрессор этого агрегата одновременно
Пользуется и для отсоса паровоздушной смеси
48
из аппаратов. Давление всасывания в
компрессоре поддерживается таким, чтобы
соответствующая ему температура кипения была в
пределах -254—30°С.
Для изготовления установки использовано
оборудование и приборы, выпускаемые заводом.
Установка (рис. 2) состоит из компрессора 7,
конденсатора 4, ресивера 2,
фильтров-осушителей 1, теплообменника-конденсатора 1U,
теплообменника-отделителя 11, запорной арматуры,
приборов регулирования и защиты.^
Жидкий фреон из ресивера 2, пройдя фильтр-
осушитель / и соленоидный вентиль, поступает
в терморегулирующий вентиль 13, в котором
ттмятяШ
Рис. 1. Общий вид воздухоотделительной установки.

Щит агрегата
Ак-то
Рис. 2. Схема установки для отделения воздуха и Благи
из паровоздушной смеси:
I — фильтр-осушитель; 2 — ресивер; 3 — указатель уровня;
4 ~ конденсатор; 5 — воздухоспускной клапан; 6 —
предохранительный клапан; 7 — компрессор; 8— испытуемый аппарат;
9 — обратный клапан; 10 — теплообменник-конденсатор;
II — теплообменник-отделитель; 12 — смотровое стекло;
13 — терморегул и рующий вентиль; 14 — регулятор выброса
воздуха; 15 — реле низкого давления; 16 — реле температуры;
17 — регулятор уровня; 18 — мановакуумметр; 19 — реле
высокого давления; 20 — реле контроля^смазки.
дросселируется до давления кипения @,98-т-
-т-0,88)-105 Па, а затем кипит в змеевике
теплообменника-отделителя 11 в результате отбора
тепла от паровоздушной смеси, находящейся в
межтрубном пространстве. Далее кипящий
фреон подается в межтрубное пространство
теплообменника-конденсатора 10, где происходит его
окончательное выкипание и подогрев теплом,
отнимаемым от паровоздушной смеси,
поступающей в змеевик. Пары фреона поступают в
компрессор 7, сжимаются и подаются в
конденсатор 4, откуда жидкий фреон поступает в
ресивер 2. Цикл повторяется.
Отделение фреона от смеси осуществляется
следующим образом.
Паровоздушная смесь компрессором 7
отсасывается из испытуемого аппарата 8 и
нагнетается в конденсатор 4. Из верхней точки
конденсатора сжатая смесь, от которой частично
отделился сконденсировавшийся фреон, через
соленоидный вентиль поступает в змеевик
теплообменника-конденсатора 10, где охлаждается
кипящим в межтрубном пространстве при
температуре —25-S—30°С фреоном, а затем
направляется в межтрубное пространство
теплообменника-отделителя 11. В нижней части
теплообменника-отделителя скапливается
сконденсировавшийся фреон, а также вода, в случае
наличия ее в смеси.
Несконденсировавшиеся пары фреона вместе
с воздухом, поднимаясь вверх и соприкасаясь
с холодной поверхностью змеевика, внутри
которого кипит при температуре — 25--—30°С
фреон, конденсируются, а освободившийся от
фреона и влаги воздух выбрасывается в
атмосферу через соленоидный вентиль.
Скапливающийся в
теплообменнике-отделителе 11 жидкий фреон автоматически
перепускается с помощью поплавкового регулятора
уровня 17 через фильтр-осушитель /, соленоидный
вентиль и терморегулирующий вентиль 13 в
жидкостную линию холодильной системы.
Вода, накапливающаяся в
теплообменнике-отделителе, периодически удаляется. Наблюдают
49

за появлением воды в
теплообменнике-отделителе через смотровое стекло 12.
Работа установки автоматизирована.
Поступление паровоздушной смеси в
теплообменник-конденсатор 10 изменяется с помощью
регулятора выброса воздуха 14, который
работает по принципу сравнения давления,
создаваемого чистым фреоном, с давлением
паровоздушной смеси при одинаковой температуре (в
данном случае при температуре в конденсаторе).
Термобаллон прибора встроен в нижнюю часть
конденсатора, а давление в конденсаторе
отбирается из трубопровода, выходящего из его
верхней части.
При наличии в системе воздуха давление в
термосистеме прибора будет выше. Когда разность
давлений превысит 1,96-105 Па, контакты реле
замыкают цепь питания катушки соленоидного
вентиля и скопившаяся богатая воздухом
паровоздушная смесь поступает в теплообменник-
конденсатор 10, затем в
теплообменник-отделитель 11, откуда воздух удаляется через
соленоидный вентиль и угловой запорный вентиль,
открывающийся одновременно с соленоидным.
Воздух удаляется в атмосферу до тех пор, пока
разность давлений не снизится до 1,18-105 Па,
при которой контакты регулятора 14 размыкают
УДК 621.57:621.564.25:628.84.002.52
Очистка и осушка
испарителей и трубопроводов
малых холодильных машин
Ю. Л. ГРИННИКОВ, А. Н. ГРИГОРЬЯНЦ
Ростовский специализированный производственный
комбинат по торговой технике треста «Росторгмонтаж»
Рационализаторами Ростовского
специализированного производственного комбината по
торговой технике треста «Росторгмонтаж» Е. Г. Бес-
каровайным, Ю. В. Тупиковым, В. Г. Пудовым
и П. И. Ковалевым предложен способ очистки и
осушки систем смонтированных малых
холодильных машин с помощью технологического
агрегата ИФ-56М.
Технологический холодильный агрегат
подсоединяют к системе параллельно смонтированной
холодильной машины (см. рисунок).
Вместо ТРВ на входных патрубках
испарителей устанавливают переходные штуцеры с
калиброванным отверстием диаметром 2 мм, что
цепь питания соленоидных вентилей на линиях
подачи смеси и выпуска воздуха. При снижении
давления до 0,49-105 Па, создающегося после
окончания процесса удаления паровоздушной
смеси из аппарата, контакты реле низкого
давления размыкаются и компрессор 7
отключается.
Последующий пуск компрессора в целях
поддержания установки в рабочем состоянии
происходит при поднятии температуры в
теплообменнике-конденсаторе 10 выше —30°С с помощью
реле температуры 16, термопатрон которого
установлен в верхней части
теплообменника-конденсатора.
Установка имеет автоматические приборы
защиты: реле контроля, смазки и реле
давления.
Давление контролируется мановакуумметра-
ми в точках а, б, в, м, н, о.
В процессе отделения фреона количество его
в системе увеличивается, что определяется через
смотровое стекло указателя уровня 3. По мере
накопления фреона в ресивере он перепускается
через вентиль в баллоны или используется для
зарядки холодильных машин на стендах
обкатки.
обеспечивает подачу фреона в систему.
Благодаря этому внутренняя поверхность испарителей
и всех трубопроводов омывается парожидкост-
ной смесью фреона. При этом поверхность
очищается от всех загрязнений. Отмытые
загрязнения и влага удерживаются в технологических
комбинированных фильтрах-осушителях,
заполненных цеолитом Na - ZKT - 18.
Исключается возможность попадания влаги и
механических примесей в систему смонтированной
холодильной машины.
Для предотвращения возможных поломок
клапанов технологического компрессора при
попадании в него жидкого фреона между блоком
цилиндров и клапанной доской устанавливают
прокладку толщиной 3 мм, т. е. увеличивают
линейный зазор.
Продолжительность очистки и осушки
составляет 12—24 ч в зависимости от числа
испарителей и длины трубопроводов.
Осушку системы контролируют по индикатору
влажности ИВ-7.
Холодильную машину включают в работу после.
полной очистки и осушки системы и замены
штуцеров с калиброванными отверстиями на ТРВ.
50

<
i
с
el
A
)
b
tf
л
A
С
<\
Ь 1
b
)
b
s&
III 4
i^ /
b
b
p
1
d
ГП
1) ^
b
b
p
~lll
d
T\
Схема подсоединения технологического агрегата к
системе малой холодильной машины для ее очлстки и осушки:
/ — испарители ИРСН-12, 5М;2 - теплообменник; 3 — фильтр-
осушитель; 4 — переходные штуцеры с калиброванным
отверстием; 5 — компрессор 2ФВБС-6; 6 — конденсатор КВ-30; 7 —
ресивер; 8 — комбинированные технологические фильтры
очистки и осушки; 9 — индикатор влажности ИВ-7; 10 —
технологический холодильный агрегат ИФ-56М; Вх—Вл— запорные
вентили; Ot—О 2 — точки подсоединения технологического
агрегата к системе холодильной машины ХМВ1-6.
Применение указанного способа осушки и
очистки испарителей и трубопроводов при
испытании и наладке отечественного и импортного
холодильного оборудования позволяет знач и-
тельно ускорить пуско-наладочные работы.
Телемак Аркадьевич Мелик-Аракелян
На 66-м году жизни скоропостижно скончался
заместитель главного инженера, главный сантехник ЦНИИЭП
зрелищных и спортивных сооружений им. Б. С.
Мезенцева канд. техн. наук Телемак Аркадьевич
Мелик-Аракелян.
Т. А. Мелик-Аракелян родился в 1911 г. в г. Нор
Баязет Армянской ССР. Трудовую деятельность он
начал в 1926 г. В 1932 г, окончил московское Высшее
инженерно-строительное училище по специальности
«Отопление и вентиляция».
Телемак Аркадьевич был одним из крупнейших
специалистов в области сантехники и кондиционирования
воздуха. Он — автор многих уникальных проектов
систем отопления, вентиляции и кондиционирования
воздуха таких объектов, как МГУ на Ленинских горах,
Центральный стадион им. В. И. Ленина, Кремлевский
Дворец съездов и Останкинская телевизионная башня
в Москве, Дворец культуры и науки в Варшаве,
административные и культурные здания в Ташкенте и
многих других городах.
Многолетнее творческое сотрудничество связывало
Телемака Аркадьевича со многими специалистами в
области холодильной техники. Богатая техническая
эрудиция, глубокий ум и профессиональное мастерство в
сочетании с такими ценными человеческими
качествами, как благородство души, доброта,
принципиальность, высокая культура и юмор, обогащали всех, кто
имел счастливую возможность с ним работать.
За свою трудовую деятельность Т. А.
Мелик-Аракелян награжден орденом «Знак Почета», орденом
«Кавалерский Крест» ПНР, орденом Труда I степени СРВ
и медалями, был лауреатом премии Совета Министров
СССР.
Светлый образ Телемака Аркадьевича надолго
сохранится в памяти всех, кто знал его и общался с ним.
45
51

ТЕХНИКА
БЕЗОПАСНОСТИ
УДК 621.565.59.004.65
Предупреждение аварий
аммиачных поршневых
компрессоров
Ю. Я. СЕНЯГИН
Минмясомолпром РСФСР
Основным хладагентом в технике получения
умеренного холода (от —5 до —50°С) является
аммиак, который благодаря термодинамическим
свойствам и низкой стоимости предпочтительнее
других хладагентов. Судя по отечественному и
зарубежному опыту эксплуатации и
литературным данным (материалы XIV Международного
конгресса по холоду), такое положение
сохранится еще длительное время.
На предприятиях мясной, молочной и
пищевой промышленности, а также торговли
эксплуатируются десятки тысяч аммиачных поршневых
крейцкопфных и бескрейцкопфных
компрессоров холодопроизводительностью от 20 до
1200 тыс. ккал/ч при стандартных условиях.
Внедряемые в последнее время компрессоры ро-
тативного типа — винтовые и ротационные —
составляют еще незначительную долю в общем
числе аммиачных компрессоров.
Эксплуатация аммиачных поршневых
компрессоров из-за большой токсичности аммиака и его
взрывоопасное™ требует соблюдения ряда
специальных мер предосторожности во избежание
аварий и несчастных случаев.
Наиболее тяжелые аварии на аммиачных
холодильных установках происходят вследствие
разрушения цилиндра или корпуса компрессора.
Иногда эти аварии сопровождаются взрывами
воздушно-аммиачной смеси, образовавшейся в
помещении компрессорного цеха, что приводит к
еще более тяжелым последствиям.
Анализ аварий поршневых компрессоров
аммиачных холодильных установок показывает,
что они происходят по следующим причинам
(в %):
Гидравлический удар 75
Пуск компрессора с закрытым
нагнетательным вентилем 10
Заводской брак 5
Отсутствие смазки 5
Некачественный ремонт 2
Прочие 3
Как видно из приведенных цифр, наиболее
распространенная причина аварий —
гидравлический удар при попадании в цилиндры
компрессоров жидкого аммиака, избыточного
количества масла, а иногда и рассола. Это может
явиться следствием неправильной регулировки
подачи аммиака в испарительную систему,
резкого изменения тепловой нагрузки,
конденсации жидкого аммиака в трубопроводах во время
стоянки компрессора, отсутствия в системе
правильно подобранных ресиверов и отделителей
жидкости и защитной автоматики.
Большинство холодильных поршневых
компрессоров имеет конструктивную защиту от
разрушений при попадании небольшого количества
жидкости в цилиндры — ложную крышку. При
подъеме ложной крышки можно перепустить в
нагнетательную полость до 15—20% жидкости
от объема цилиндра. При превышении этого
количества вся энергия от механизма движения
через жидкость, ложную крышку и буферную
пружину передается на крышку и шпильки или
болты, крепящие ее, что приводит к аварии.
Следует отметить, что каждое разрушение
корпуса компрессора в результате гидравлического
удара происходит мгновенно, является
совершенно индивидуальным, поэтому выявить
слабое сечение не представляется возможным. Сам
механизм и динамика протекания процесса
недостаточно изучены, чтобы предсказать
возможное разрушение и принять защитные меры. Тем
более, что в отдельных случаях гидравлический
удар сопровождается тепловым ударом,
вызываемым попаданием холодной жидкости на
горячие стенки нагнетательной полости.
Известен ряд предложений по защите
компрессоров от гидравлического удара путем установки
датчиков различного типа, реагирующих на
подъем ложной крышки и отключающих
электродвигатель компрессора. Эти предложения не
могут быть приняты, так как первый подъем
ложной крышки может оказаться и последним.
Такая защита только создает иллюзию
безопасности, не уменьшая вероятности возникновения
аварии.
В настоящее время наиболее действенной
защитой от гидравлических ударов является
контроль уровня в сосудах и аппаратах и
гарантированный перегрев всасываемых паров, т. е.
исключение попадания жидкого аммиака во
всасывающие трубопроводы компрессоров.
Аварии, причиной которых является пуск
компрессора с закрытым нагнетательным
вентилем (или закрытие вентиля при работающем
компрессоре), более редки, но они так же опасны,
как и аварии от гидравлического удара. Для их
предупреждения все холодильные компрессоры
снабжаются встроенным или выносным
предохранительным клапаном, назначение которого —
52

не допускать чрезмерного повышения давления
нагнетания. Иногда из-за неправильной
тарировки пружинных клапанов или завышенной
толщины разрывных пластин предохранительные
клапаны не могут обеспечить безопасную работу
компрессоров. Раньше при эксплуатации
горизонтальных компрессоров устанавливали на
нагнетательных вентилях конечные выключатели,
что давало некоторую дополнительную
гарантию от аварий по этой причине. В настоящее
время все компрессоры комплектуются реле
давления. Аварии из-за недопустимого повышения
давления нагнетания наблюдались на тех
установках, где не было установлено или
подключено в цепь управления реле давления.
Аварии с разрушением корпусов
компрессоров вследствие заводского брака, допущенного
при их изготовлении, а также некачественного
ремонта возникают очень редко и, как правило,
при неправильной эксплуатации компрессоров —
работе влажным ходом или при повышенном
отношении давлений. Значительно чаще по этим
причинам происходят незначительные аварии,
но сведения о таких авариях обычно не
систематизируются и учет их не ведется.
Это же относится и к авариям, вызываемым
недопустимым понижением давления в системе
смазки компрессора. При недостаточной смазке
выходят из строя шатунно-поршневая группа,
подшипники, а иногда и вал компрессора, но
плотность корпуса при этом обычно не
нарушается. Ремонт компрессора при наличии запасных
частей не представляет сложности.
Эти аварии происходят, если нет надлежащего
контроля со стороны обслуживающего
персонала и при работе компрессора в местном режиме
с отключенными приборами защиты, в том числе
и реле контроля смазки.
В технической и учебной литературе, а также
в фильмах по технике безопасности часто
указывается на недопустимость повышения
температуры нагнетания сверх определенной
величины, так как это грозит вспышкой масла
(известно, что температура вспышки масел в
открытом тигле в среде воздуха и при наличии
открытого пламени составляет порядка 160°С).
Однако вспышка масла в цилиндре аммиачного
поршневого компрессора, работающего в
составе холодильной установки, никогда не была
причиной аварии, так как она теоретически и
практически невозможна в цилиндре при любой
температуре. Исследования [2] показали, что
температура конца сжатия у некоторых
аммиачных компрессоров, не имеющих охлаждающих
рубашек, даже на стандартном режиме работы
превышает 230°С, но никаких вспышек не
происходит.
Устанавливаемые на компрессорах реле
температуры предназначены для защиты не от
вспышек масла, а от аварийных ситуаций,
создаваемых неисправными клапанами и
неэффективными режимами.
Следует отметить, что по температуре
нагнетания нельзя судить о нормальном режиме
работы компрессоров, имеющих охлаждаемые
крышки цилиндров.
Видимо, для компрессоров этого типа следует
решить вопрос о целесообразности установки в
них защитных реле по температуре нагнетания.
Наибольшую опасность в эксплуатационных
условиях представляет сам тезис об опасности
работы с высокими температурами нагнетания.
Известен ряд случаев, когда недостаточно
квалифицированный обслуживающий персонал,
дезориентированный этим тезисом, а также
рекомендацией [По том, какой влажности должен
быть всасываемый пар для получения тех или
иных температур нагнетания при различных
условиях работы, не допускал повышения
температуры нагнетания при заданном режиме
работы, используя для этого единственно
доступные способы — впрыск жидкого аммиака во
всасывающий трубопровод либо переполнение
испарительной системы. В результате
происходили гидравлические удары с тяжелыми
последствиями.
Таким образом, абсолютное большинство
тяжелых и значительных аварий является
следствием нарушений правил техники
безопасности — работа влажным ходом, отсутствие или
отключение защитной автоматики и др. Это
важно помнить, если учесть, что отечественная и
зарубежная промышленность перешла на
выпуск высокооборотных компрессоров, более
чувствительных к нарушениям режимов работы и
требующих квалифицированного обслуживания.
Все современные отечественные и зарубежные
холодильные установки и компрессоры
выпускаются заводами-изготовителями с приборами
защитной и регулирующей автоматики и щитами
управления.
Зарубежные компрессоры и установки имеют,
как правило, два режима управления:
автоматический и полуавтоматический. В последнем
случае пуск и остановка осуществляются
вручную. На обоих режимах функционируют все
приборы защитной автоматики.
Отечественные щиты и пульты управления
предусматривают еще и третий режим — местный,
при котором выключаются все приборы защиты.
Этот режим ранее был необходим, так как
датчик низкого давления подключался после
всасывающего вентиля компрессора и нельзя было
вакуумировать компрессор, например для
заправки его маслом. В настоящее время датчик
низкого давления подключается до
всасывающего вентиля и необходимость в отключении
приборов защиты отпала. Кроме того, следует
53

учесть, что работа на местном режиме может
явиться одной из причин аварий, особенно при
эксплуатации компрессоров П110 и П220. Это
связано с тем, что обслуживающий персонал при
случайной неисправности какого-либо прибора
поворотом ключа может отключить все защиты и
работать с недопустимыми параметрами (низкое
давление в системе смазки, влажный ход).
Важное значение имеет установка на щитах и
пультах управления счетчиков времени работы,
что дает возможность при автоматической работе
компрессора контролировать продолжительность
эксплуатации и своевременно проводить
планово-предупредительные ремонты.
Учет и устранение указанных недостатков в
щитах управления типа УК-74 и пульта типа
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
(И) 557236 B1) 2308747/06 B2) 31.12.75 2E1) F 25 В
1/00; F 25 В 29/00; F 25 D 21/06 E3) 621.574 G2) Ю. П.
Дикий, В. Н. Криворотько, А. М. Танчук, Е. Д. Конова-
ленко, Г. А. Волосатое
E4) КОМПРЕССИОННАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ
УСТАНОВКА с конденсатором, испарителем, терморегули-
рующим вентилем и переключателем режимов работы
установки, отличающаяся тем, что, с целью повышения
холодопроизводительности путем интенсификации
процесса оттаивания испарителя при переводе установки на
теплонасосный режим, терморегулирующий вентиль
снабжен обводной линией с обратным клапаном, а в
конденсаторе размещен электронагреватель, и в линии связи
переключателя режимов с конденсатором установлен
дифференциальный клапан, имеющий в теплонасосном
режиме меньшее проходное сечение, чем в холодильном.
ПУМ позволят улучшить эксплуатацию и
снизить вероятность возникновения аварий.
Повышение квалификации обслуживающего
персонала, строгое соблюдение им правил
техники безопасности, а также использование
современных схем холодильных установок с
правильно подобранными емкостями обеспечат
безопасную эксплуатацию холодильного оборудования.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Рудометкин Ф. И., Недельский Г. В.
Монтаж, эксплуатация и ремонт холодильных
установок. М., Пищевая промышленность, 1975.
2. Сенягин Ю. Я. Исследование влияния
внутреннего теплообмена на работу аммиачных и фреоновых
компрессоров. — В сб. трудов ВНИХИ:
Совершенствование оборудования холодильных установок. М,
1975.
A1) 555261 B1) 2312232/06 B2) 12.01.76 2E1) F 25 В
7/00 E3) 621.574 G2) Ю. П. Овчаров, Ю. П. Савельев,
В. А. Гунин
E4) КАСКАДНАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая в нижнем каскаде компрессор, конденсатор,
имеющий тепловой контакт с испарителем верхнего
каскада, дроссель, установленный на линии жидкого
хладагента, и воздухоохладитель, размещенный в
холодильной камере, отличающаяся тем, что, с целью получения
холода в широком диапазоне температур, к паровой
полости конденсатора нижнего каскада последовательно
подключены соленоидный вентиль, связанный с датчиком
температуры, установленным в холодильной камере, и
капиллярная трубка, второй конец которой подсоединен
к всасывающей стороне компрессора.
A1) 559083 B1) 2117891/06 B2) 26.03.75 2E1) F 25 В
49/00; F 04 В 49/06 E3) 621.574-531.3 G2) И. М. Кал-
нинь, Е. С. Питонов, В. С. Ужанский, А. Д. Усыкин,
Д. Л. Славуцкий, М. М. Зоткин
E4) СПОСОБ РЕГУЛИРОВАНИЯ
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ КОМПРЕССОРА ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
с ограничением потребляемой мощности путем
переключения с режима ограничения мощности на режим
поддержания температуры хладоносителя в заданном
диапазоне по сигналу, характеризующему предельное значение
контролируемого параметра, отличающийся тем, что,
с целью повышения надежности работы компрессора в
автоматическом режиме, в качестве контролируемого
параметра используют минимальное значение заданного
диапазона температур.
(И) 559100 B1) 2155901/06 B2) 10.07.75 2E1) F 28 D
17/00// F 25 В 9/00 E3) 621.565.9 G2) Р. Г. Амамчян,
И. И. Гильман, В. Г. Пронько, А. И. Райгородский
E4) НАСАДКА РЕГЕНЕРАТОРА ХОЛОДИЛЬНОЙ
МАШИНЫ, преимущественно работающей по циклу
Стирлинга, выполненная в виде гранул, содержащих
адсорбент и металл, отличающаяся тем, что с целью
расширения диапазона рабочих температур, гранулы имеют
ядро из металла с высокой теплоемкостью, например
свинца, и покрытие из адсорбента, слой которого имеет
толщину, не превышающую 0,3 диаметра ядра.
S
Зх
( к
гггхпг&Ут
в=
54

A1) 559072 B1) 2302597/06 B2) 22.12.75 2E1) F 24 F
3/14; В 05 В 17/06 E3) 697.94-52 G2) A. H. Воскресенский,
М. Г. Мэтт, А. И. Прунков, В. И. Рогачевский, С. М.
Чудаков
E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ УВЛАЖНЕНИЯ ВОЗДУХА,
например, в системах кондиционирования, содержащее
резервуар с жидкостью, установленную в нем пластину,
соединенную с вибратором, например магнитострикто-
ром, отличающееся тем, что, с целью упрощения
конструкции и повышения надежности, пластина с^вибратором
размещена на поплавке с регулирующими шайбами,
установленном на направляющих стойках, и снабжена
регулятором ее углового перемещения от 5 до 80° относительно
поверхности жидкости.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
регулятор содержит сервомотор, соединенный с датчиком
влажности.
3. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
регулятор содержит винт, закрепленный на поплавке.
A1) 559077 B1) 2304801/06 B2) 29.12.75 2E1) F 25 В
9/02 E3) 621.574 G2) В. М. Худзинский, А. В. Андрухо-
вич, А. Т. Фесенко, В. Н. Тюпа
E4) 1. КРИОГЕННАЯ СИСТЕМА, содержащая
подключенную к компрессору газовую холодильную машину,
работающую, например, по циклу МакМагона-Джиф-
форда, и подсоединенный к головке цилиндра газовой
холодильной машины дроссельный контур с ресиверами
высокого и низкого давления, отличающаяся тем, что,
с целью увеличения холодопроизводительности, в
контуре между ресивером высокого давления и дросселем
установлен теплообменник, имеющий тепловой контакт
с головкой цилиндра.
2. Система по п. 1, отличающаяся тем, что
теплообменник выполнен в виде змеевика, навитого на головку
цилиндра.
(И) 556305 B1) 2192730/06 B2) 25.11.75 2E1) F 28 D
7/08^ F 25 В 41/06; F 25 В 43/00 E3) 621.565.945 G2)
П. А. Новиков, В. П. Воронов, В. И. Балахонова, А. Д. Ма-
лярчиков G1) Ордена Трудового Красного Знамени
институт тепло- и массообмена им. А. В. Лыкова и Минский
завод холодильников
E4) ФИЛЬТР-ТЕПЛООБМЕННИК преимущественно
для малых холодильных установок, подключенный к
концевому участку змеевика конденсатора и содержащий '
фильтр и капилляр, частично расположенный в
отсасывающем трубопроводе, соединяющем испаритель с
компрессором, отличающийся тем, что, с целью повышения
эффективности переохлаждения жидкого хладагента и
повышения надежности, концевой участок конденсатора
оребрен, а фильтр и часть капилляра, выполненная в виде
змеевика, размещены в капиллярно-пористом теле и все
элементы заключены в общий корпус, включенный врас-
сечку в отсасывающий трубопровод.
A1) 556284 B1) 2176833/06 B2) 03.10.75 2E1) F 25 В
9/02 E3) 621.57.012.4 G2) А. В. Мостицкий, А. П. Глу-
хоедов, В. И. Тихонов
E4) СПОСОБ ОХЛАЖДЕНИЯ ОБЪЕКТА с помощью
микрокриогенной установки, работающей на
многокомпонентном рабочем теле, включающем смесь
углеводородов и азота путем ее дросселирования, отличающийся
тем, что с целью повышения термодинамической
эффективности в пусковой период, сначала установку
заполняют смесью углеводородов и осуществляют только ее
дросселирование до температуры кипения легколетучего
компонента, после чего добавляют азот и производят
дросселирование всего рабочего тела.
A1) 559080 B1) 2311934/06 B2) 06.01.76 2E1) F 25 В
11/00 E3) 621.57.012.4 G2) В. П. Гавриков, М. Г. Друй,
Я. Б. Ионас G1) Специальное конструкторское бюро по
созданию воздушных и газовых турбохол од ильных машин
E4) СПОСОБ РАБОТЫ ТУРБОХОЛ ОД ИЛЬНОЙ
УСТАНОВКИ с тремя регенераторами циклического действия
путем предварительного охлаждения прямого потока
атмосферного воздуха в одном из регенераторов,
продувания через холодильную камеру, расширения в
турбине и охлаждения другого регенератора обратным
потоком, отличающийся тем, что, с целью получения ¦
осушенного воздуха с температурой и давлением, близкими
к атмосферному, часть прямого потока отбирают перед
холодильной камерой и продувают ее, например, с
помощью вентилятора через третий свободный регенератор.
A1) 555262 B1) 2312450/06 B2) 04.01.76 2E1) F 25 В
9/00; F 25 D 17/06// Н 01 L 23/46 E3) 621.564.4 G2)
А. А. Абрамян, В. П. Муравьев, В. Н. Пронин
E4) 1. УСТАНОВКА ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ ИЗДЕЛИЙ,
преимущественно электронного оборудования,
содержащая подключенную к контейнеру с охлаждаемыми
изделиями при помощи воздушной магистрали
холодильную машину с теплообменником, продувочная полость
которого подсоединена к наружному воздуху,
отличающаяся тем, что, с целью обеспечения надежной работы
при колебаниях давления наружного воздуха, на
выхлопном патрубке контейнера установлен эжектор,
приемная камера которого соединена с продувочной полостью
теплообменника.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что на
выхлопном патрубке перед эжектором установлена
регулировочная заслонка, электрически связанная с
командным прибором, соединенным с датчиком температуры
воздуха, установленным на воздушной магистрали после
теплообменника, и датчиком давления, установленным
внутри контейнера.
A1) 555 881 B1J117853/13 B2) 21.03.75 2 E1) А 61 В
17/36; А 61 F 7/00 E3) 615.832.9 G2) А. И. Рылкин,
Н. С. Сухобоков, Ю. С. Каковкин, В. И. Аносов, И. А.
Мокеев, В. Н. Серебренников
E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЛОКАЛЬНОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ ТКАНИ, содержащее резервуар для жидкого
хладагента, линии подвода и сброса хладагента, криоаппли-
катор с закрытым зондом-наконечником, испаритель,
отличающееся тем, что, с целью улучшения видимости
зоны вокруг зонда-наконечника во время операции,
рабочая часть зонда криоаппликатора имеет
дополнительно трубку отсоса, а линия сброса хладагента содержит
эжектор, камера разрежения которого через
трубопровод соединена с трубкой отсоса.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что трубка
отсоса установлена концентриипо зонду криоаппликатора.
55

A1) 555263 B1) 2306865/06 B2) 04.01.76 2E1) F 25 В
11/00// H 01 L 23/46 E3) 621.564.4 G2) В. П. Муравьев
E3) УСТАНОВКА ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ ИЗДЕЛИЙ,
преимущественно электронной аппаратуры, содержащая
последовательно установленные на магистрали сжатого
воздуха теплообменник, турбодетандер и контейнер с
охлаждаемыми изделиями и размещенный на одном валу
с турбодетандер ом вентилятор, установленный на тракте
продувочного воздуха, проходящем через вторую полость
теплообменника, отличающаяся тем, что, с целью
повышения эксплуатационной надежности при изменении
давления продувочного воздуха, на тракте последнего
после вентилятора установлен пневматический
дроссельный регулятор расхода, чувствительный элемент
которого подключен к магистрали сжатого воздуха на
участке между теплообменником и турбодетандером.
A1) 557238 B1) 2171038/06 B2) 04.09.75 2E1) F 25 В
9/02 E3) 621.576 G2) В. С. Овчинников, В. Г. Бахнев,
Н. Я. Барткевич, А. К. Грезин, Э. И. Григоров, А. М.
Горшков, И. И. Курицына, В. Н. Куркин, В. А. Маслаков,
А. А. Никонов, Ю. О. Прусман, А. В. Пучинин, Н. Н.
Шумов, В. И. Ляпин
E4) 1. МИКРОКРИОГЕННЫЙ ХОЛОДИЛЬНИК
преимущественно для охлаждения электронных и
радиотехнических устройств, содержащий компрессор,
теплообменники-регенераторы между прямым и обратным
потоками газа-хладагента, например гелия, холодильную
машину с теплообменником-охладителем прямого потока,
дроссель и холодильную камеру, отличающийся тем, что,
с целью упрощения конструкции, и повышения
экономичности в пусковом режиме, дроссель выполнен
нерегулируемым и к выходам прямого потока из
теплообменника-охладителя и обратного потока из холодильной
камеры подключен вспомогательный контур, включающий
последовательно соединенные по ходу газа охладитель,
имеющий тепловой контакт с корпусом дросселя,
автономный регенеративный теплообменник между прямым и
обратным потоками, дроссель, вентиль, автоматически
открывающийся в пусковом режиме, и теплообменный
элемент воздушного охлаждения.
2. Холодильник по п. 1, отличающийся тем, что
автономный регенеративный теплообменник
вспомогательного контура выполнен с гидравлическим объемом по
тракту обратного потока, составляющим 5—100
гидравлических объемов по тракту прямого потока.
3. Холодильник по п. 1, отличающийся тем, что
автономный регенеративный теплообменник
вспомогательного контура выполнен по типу труба в трубе с трубами
капиллярного сечения.
A1) 561850 B1) 2141765/06 B2) 05.06.75 2E1) F 25 В
9/02 E3) 62157.0124 G2) В. Ф. Возный, В. А.
Никольский, И. В. Остапенко
E4) КОМПРЕССОРНАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА
И СПОСОБ ЕЕ РАБОТЫ. 1. Компрессорная холодильная
установка, работающая на смеси азота и углеводородов
и содержащая криостат с размещенным в нем
дроссельным теплообменником, подключенным к компрессору,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
эксплуатационной надежности и ресурса, на холодном конце
теплообменника установлен адсорбционный насос, а
криостат подключен через управляемый клапан к линии
связи теплообменника с компрессором по обратному
потоку.
2. Способ работы компрессорной холодильной
установки по п. 1 путем сжатия и последующего
дросселирования смеси азота и углеводородов, отличающийся тем, что
криостат предварительно заполняют рабочей смесью до
избыточного давления, включают компрессор и
откачивают им смесь из криостата, а вакуумирование
последнего] завершают с помощью адсорбционного насоса
(И) 560600 B1) 2052315/13 B2) 09.08.74 2E1) А 61 В
17/18; А 61 F 7/00 E3) 615.475:616-089.583.29 G2)
A. И. Артеменко, Р. Я. Герштенкерн, В. В. Карпекин,
B. Н. Недбальский, А. П. Рыбалко, И. Н. Ягупов G1)
Всесоюзный научно-исследовательский институт
горноспасательного дела
E4) ХОЛОДИЛЬНО-КОМПРЕССИОННЫЙ АППАРАТ,
содержащий манжету и холодильный агрегат,
включающий сосуд с хладагентом, теплообменник, пневмонасос с
импульсатором для циркуляции хладоносителя,
регулятор охлаждения, клапан сброса и манометры,
отличающийся тем, что, с целью обеспечения постоянной
готовности для оказания помощи пострадавшему и
стабильности работы в условиях регулируемой степени
охлаждения, он снабжен насосом для нагнетания воздуха и
эжектором, сопло которого соединено с регулятором
охлаждения, последний выполнен двухступенчатым с
дросселирующими клапанами, а камера смешения соединена
с импульсатором пневмонасоса, причем импульсатор
выполнен в виде двух трехмембранных реле и дросселей,
а манжета выполнена с двумя полостями, одна из
которых соединена с насосом для нагнетания воздуха, а
другая — с указанным пневмонасосом, последний
выполнен двухмембранным, теплообменник размещен внутри
сосуда с хладагентом, газовая полость которого через
регулятор охлаждения и импульсатор сообщена с
атмосферой.
A1) 561848 B1) 2139972/06 B2) 05.05.75 2E1) F 25 В
1/00 E3) 621.574 G2) В. А. Радионов, В. Д. Кузьмин,
И. Г. Чумак
E4) 1. КОМПРЕССОРНАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ
УСТАНОВКА с испарителем и конденсатором, отличающаяся тем,
что, с целью утилизации скрытой теплоты конденсации,
конденсатор размещен между полюсами генератора
магнитного потока, например, в виде постоянного магнита
и в нем выполнен канал, включенный в замкнутый
циркуляционный контур, заполненный ферромагнитной?
жидкостью, с гидродвигателем, кинематически связанным
через муфту с компрессором, и с охладителем,
установленным в линии связи испарителя с компрессором.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что в
канале конденсатора размещен подогреватель
ферромагнитного контура, например электрический.
(И) 561856 B1) 2143616/06 B2) 16.06.75 2E1) F 25 В
43/02 E3) 621.574 G2) Н. А. Герасимов, В. М. Янченко,
Ю. В. Осипов G1) Ленинградский технологический
институт холодильной промышленности
E4) СПОСОБ ОТДЕЛЕНИЯ МАСЛА ОТ ХЛАДАГЕНТА
преимущественно в аммиачной холодильной
компрессионной установке путем подачи смеси масла с
хладагентом в линейный ресивер, отстаивания последней и
отвода жидкого хладагента, отличающийся тем, что, с
целью уменьшения уноса масла в испарительную
систему, отвод жидкого хладагента из ресивера ведут с
глубины 50—80 мм от уровня в нем жидкостной смеси в зоне,
наиболее удаленной от места подачи смеси из ресивера.
A1) 561067 B1) 2098573/06 B2) 08.01.75 2E1) F 28 С
3/06 E3) 66.074.5.002.73 G2) Л. И. Черномордик,
В. Т. Андреев, А. П. Штых, А. Г. Тараненко, Н. И.
Орлов, А. П. Потанин, Л. А. Тихов, В. С. Генкин, Р. В.
Герасимов, Н. И. Лымарь, Б. Ф. Егоров
E4) СПОСОБ ОХЛАЖДЕНИЯ ВОЗДУХА путем непо
средственного контакта его с охлаждающей водой,
отличающийся тем, что, с целью повышения экономичности и
сокращения расхода охлаждающей воды, воздух перед
его контактом с водой предварительно насыщают
водяными парами.
56

ХРОНИКА
Заседание секции
Научного совета ГКНТ
в Таллине
С 4 по 7 октября 1977 г. в Таллине
состоялось очередное заседание секции
«Разработка методов сублимационного
и криогенного консервирования
пищевых продуктов и биологических
материалов» Научного совета
Государственного комитета Совета Министров СССР
по науке и технике по проблеме
«Производство и применение
искусственного холода в отраслях пищевой
промышленности, торговле, сельском
хозяйстве и на транспорте», в котором
приняли участие представители 18
организаций, относящихся к семи
общесоюзным ведомствам (Минмясомол-
пром, Минпищепром, Минрыбхоз,
Минвуз, Минхиммаш, Минлегпищемаш,
АН СССР).
На заседании секции был рассмотрен
вопрос о ходе выполнения работ в
соответствии с координационным планом
по внедрению промышленной
установки для сублимационной сушки на Дет-
чииском овощесушильном комбинате
и созданию универсальной
непрерывной установки для сублимационной
сушки продуктов растительного и
животного происхождения, а также
обсуждено состояние
научно-исследовательских и проектно-конструкторских
работ в области сублимационного и
криогенного консервирования пищевых
продуктов и биологических материалов.
Канд. техн. наук А. А. Каннике и
В. Г. Чуклов (КТБ Минмясомолпрома
ЭССР) сообщили о работах,
выполняемых
экспериментально-производственной лабораторией сублимационной
сушки Минмясомолпрома ЭССР. В
последние годы лабораторией было
исследовано частичное обезвоживание
мясного сырья для производства
сырокопченых колбас и сушка бактериальных
заквасок, применяемых в. молочной
промышленности. Совместно с
ВНИИКОПом разработана технология
приготовления ряда готовых вторых
блюд.
С. А. Оганов (Институт кибернетики
АН ГССР) доложил о проводимых в
институте исследованиях методов крио-
консервирования и реконсервирования
биологических материалов.
Институтом разработан замораживатель,
который эксплуатируется в медицинских
научно-исследовательских
организациях и на станциях переливания крови.
Канд. биол. наук Ю. А. Иткин
и Ю. М. Рудько (Институт проблем
криобиологии и криомедицины
АН УССР) осветили результаты
исследований процессов теплообмена в
криозамораживателях
медико-биологических объектов; наилучший эффект
достигается при омывании контейнеров
с биообъектами парожидкостной
смесью.
С сообщением о
технико-экономических аспектах сублимационного
консервирования выступил Г. В. Семенов
(НПО «Комплекс»).
Технико-экономические расчеты, выполненные в НПО
«Комплекс», показали высокую
эффективность применения'сублимацион-
ного консервирования в пищевых
отраслях промышленности, вместе с тем
методика технико-экономической
оценки эффективности внедрения
сублимации требует дальнейшей разработки.
Канд. техн. наук Л. С. Малков
(ЛТИХП) доложил о результатах
испытания экспериментальной судовой
сублимационной установки для
консервирования морепродуктов,
созданной специалистами ЛТИХПа и Гип-
рорыбфлота. Испытания проводили в
опытно-промысловом рейсе на большом
морозильном рыболовецком траулере.
В экспериментальной установке были
реализованы принципы, разработанные
с учетом неравномерности
высушивания партий продукта, расположенных
на различном расстоянии от системы
откачки паровоздушной смеси. В ходе
испытаний получена высокая удельная
производительность установки.
Под председательством проф. Э. И.
Каухчешвили состоялось заседание
экспертной группы секции, на котором
были рассмотрены технические
решения, разработанные конструкторскими
и проектными организациями в области
сублимационной техники.
На заседании научного семинара
секции (руководитель проф. А. А. Гух-
ман) в обсуждении теоретических
вопросов, относящихся к развитию
представлений о процессах
сублимационного и криогенного консервирования,
приняли участие проф. Н. К. Журав-
ская и проф. А. М. Бражников
(МТИММП), канд. техн. наук И. А. Ра-
даева (ВНИМИ), канд. техн. наук
В. Г. Федоров (КТИПП), канд. техн.
наук А. 3. Волынец, Е. В. Гаврилова
(МИХМ), Е. В. Розман (НПО «Пище-
промавтоматика»).
По всем обсуждаемым вопросам были
приняты решения и рекомендации,
направленные на дальнейшее развитие
средств сублимационного и
криогенного консервирования.
57

новости
ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
УДК 628.84
Кондиционирование воздуха
на предприятиях связи
Доктор техн. наук, проф. Е. Е. КАРПИС
ГипроНИИ АН СССР
Системы кондиционирования воздуха (СКВ) на
предприятиях связи— телефонных, телетайпных,
ретрансляционных телевизионных станциях, радиодомах и
телецентрах — предназначены для отвода тепла, выделяемого
оборудованием, и поддержания оптимальных значений
температуры, относительной влажности, скорости и
чистоты воздуха. На телефонных и телетайпных станциях
СКВ должны способствовать также безотказной работе
оборудования и, в частности, многочисленных контактов.
Технологическое оборудование рассчитывают на службу в
течение 20—40 лет, причем этому теперь объективно спо-
80\
50\
т
го\
г |
[ I.
Л
1—7
/
1
У
1
1
L
1 1 !
80\
60 \
чо\
20 \
60 U°C
у
\
V
1 1 Л5
_1
1 1 1 .
20 W 60 t, °C
6
п
во
60
20
0
_
i—
L-
\\\
YV
=±.1
.._ ...j. i i i
О 20 40 60t;c -20
20 чо 60t;c
г
Рис. 1. Оптимальные и допустимые параметры воздуха
в помещениях распределительного устройства (а), кабелей
(б), устройств питания (в), а также внутри аппаратуры (г):
/ — область оптимальных параметров; 2 — область допустимых
параметров при повышении температуры питающих устройств
на 10°С; 3 — то же, на 20°С; 4 — область оптимальных
параметров при сроке службы 40 лет; 5 — область экстремальных
параметров с суммарной продолжительностью стояния за срок
службы менее 1000 ч; 6 — то же, с продолжительностью сточния
за срок службы менее 10 000 ч.
собствует изготовление наиболее чувствительных к
внешним воздействиям узлов и деталей аппаратуры из стойких
невлагоемких полимерных материалов.
• Главную опасность для телефонных станций
представляет пыль.
В районах с сухим климатом хорошо работают
телефонные станции, оснащенные системами неполного
кондиционирования, очищающими воздух от пыли и
увлажняющими его в зимнее время [7]. В местностях с высокой
относительной влажностью для предотвращения коррозии
контактов применяют полное кондиционирование
воздуха, при котором в теплое время года осуществляются его
осушение и охлаждение.
В США [1] пришли к выводу о технической и
экономической целесообразности полного (с холодильными
установками) кондиционирования воздуха во всех случаях,
так как при нем уменьшается число аварий,
увеличивается долговечность аппаратуры, снижается воздухопроиз-
водительность СКВ, уменьшаются размеры
кондиционеров и фильтров и занимаемые ими площади, удается
промывать забираемый наружный воздух от сернистого газа.
Вид системы кондиционирования воздуха — неполное
или полное — выбирают на основании сравнительных
технико-экономических расчетов, при которых учитывают
местные климатические условия, запыленность
наружного воздуха и статистические данные о потоках отказов и
аварий оборудования телефонных станций.
На предприятиях связи тепловыделения от
оборудования, как правило, равномерны по площади, поэтому
особенно важно обеспечивать также равномерное
распределение приточного воздуха. Необходимые параметры
воздуха для различных помещений представлены на рис. 1 и 2
На телетайпных станциях полное кондиционирование
воздуха обязательно, так как при нем, помимо
ассимиляции теплоизбытков и повышения безотказности работы
оборудования, увеличивается производительность труда
обслуживающего персонала и уменьшается число ошибок
в приеме и передаче сообщений. Поскольку на телефонных
станциях и в телетайпных центрах высок уровень шума,
Рис. 2. Области изменения параметров воздуха в
телефонных подстанциях:
/ — оптимальная; 2 — нормальная; 3 — экстремальная с
продолжительностью стояния за срок службы не более 1000 ч;
2', 3' — расширение областей изменения параметров при
«тропическом» исполнении аппаратуры; 6' — абсолютная влажность
воздуха, г/м3.
58

создаваемого оборудованием, жесткие акустические
требования к СКВ не предъявляют.
СКВ телефонных станций и телетайпных центров
обычно одноканальные низкого давления. Если небольшая
телефонная или телетайпная станция расположена в
учебном, административном, банковском или гостиничном
здании, то применяют индивидуальные СКВ, по возможности
обслуживаемые автономными холодильными установками,
что обеспечивает безотказную работу оборудования [1].
В перспективе после внедрения нового бесконтактного
электронного малогабаритного оборудования СКВ
телефонных станций станут подобными системам,
применяемым в вычислительных центрах [8]. Воздухораспределение
будет осуществляться снизу вверх с подачей воздуха через
фальшпол и удалением через подшивной потолок.
Исследование на модели [6] показало, что скорость воздуха
через длинные щели в полу у стоек с аппаратурой может
быть порядка 0,25—0,3 м/с, а температура приточного
воздуха на 3—4°С ниже температуры в зале.
СКВ телевизионных передающих станций, помимо
выполнения основных общих функций, должны создавать
наиболее благоприятные условия для течения
сценического действия, самочувствия творческого и технического
персонала и достаточно многочисленных зрителей.
Скорость воздуха не должна вызывать колебание
матерчатых декораций, шевеление волос участников передач и шум
в микрофонах.
Регламентируемые параметры воздуха и уровень шума
в помещениях телецентров указаны в таблице.
Скорость воздуха в зоне пребывания актеров 0,125 м/с
[1], в зоне установки микрофонов 0,2 м/с и в зоне зрителей
0,2—0,3 м/с [1—3]. Наружный воздух подают в объеме не
менее 29 м3/чел-ч [1, 2]. Предусматривают подачу
кондиционированного воздуха и к постоянным рабочим
местам в верхней части студий [1].
Поскольку мощность оборудования в телевизионных
студиях значительна и нередко превышает величины,
указанные в таблице (например, в студиях цветного
телевидения радио-телецентра Международной выставки 1967 г.
в Монреале она составляла 2150—3210 Вт/м2 [5]), наиболее
подходящей, казалось бы, является подача приточного
воздуха восходящими закрученными струями из-под пола.
Однако практически организовать такую подачу не
удается вследствие движения телевизионных камер, большого
количества людей и наличия ковров. Поэтому обычно
воздух подают сверху по приточным воздуховодам,
размещаемым на мостках или над мостками, где установлена
осветительная аппаратура, через телескопические опу-
ски, а вытяжку осуществляют снизу [9] или также сверху.
В студиях допускается рециркуляция внутреннего
воздуха (до 75% от общего объема воздуха). Если в СКВ
осуществляется количественное регулирование по воздуху, то
магистральные воздуховоды закольцовывают, а опуски
снабжают сопловыми насадками, обеспечивающими
необходимую дальнобойность воздушных струй [1]. В
переговорных телестудиях воздух подают через
перфорированный потолок [10].
В технических помещениях, в зависимости от
расположения технологического оборудования, воздух подают
либо струями через решетки снизу вверх, либо сверху вниз
(обычно через перфорированный потолок).
На радио- и телевизионных станциях, как правило,
применяют одноканальные многозональные системы
низкого давления.
В студиях применяют системы как с постоянным
объемом подаваемого воздуха, так и с количественным
регулированием по воздуху. В первом случае зональные
подогреватели, как правило, электрические, что избавляет от
прокладки трубопроводов теплоносителя через студии, во
втором случае зональные подогреватели отсутствуют.
На студии нередко работают параллельно два
кондиционера, что позволяет при уменьшении тепловой нагрузки
один из них выключать.
Особое внимание уделяют мерам борьбы с шумом и
вибрациями, что видно, например, из рис. 3. Кондиционеры и
холодильные установки размещают на покрытиях или
чаще — в отдельностоящих зданиях, вдали от студий и
контрольных помещений. Используют вентиляторы,
насосы, электродвигатели и градирни в малошумном
исполнении, обладающие максимальными КПД, что объективно
способствует уменьшению шума. Это оборудование
устанавливают на виброизолирующих основаниях с
вибровставками в воздуховодах и трубопроводах. Градирни,
как правило, размещают на покрытиях холодильных
станций. Воздуховоды изготавливают из бетона [9] и
толстой листовой стали. Избегают крутых изгибов и
присоединений ответвлений под острыми углами. Внутренние
поверхности воздуховодов облицовывают
звукопоглощающими материалами. На приточных, рециркуляционных и
вытяжных воздуховодах предусматривают
шумоглушители, а между ответвлениями к смежным помещениям —
акустические развязки. Воздухораздаточные устройства
снабжают встроенными глушителями шума. Крепят
воздуховоды на кронштейнах со звукопоглощающими
прокладками или резиновых (неопреновых) подвесках. В
местах прохода через стены в воздуховодах монтируют не-
опреновые вставки.
Очистка воздуха от пыли обычно двухступенчатая в
ячейковых и рулонных фильтрах.
Помещение
Студия [3]
Студия [1, 2]
Студия звукозаписи [5]
Комнаты
режиссера [3]
звукорежиссера [3]
телевизионной магнитной записи [5]
обработки снятых фильмов [3]
главного технического контроля [5]
подготовки и хранения камер [3]
Переговорная телестудия [10]
Мощность
установленного
оборудования, кВт
500—1000 (Вт/м2)
400 (Вт/м2)
Нет данных
5-8
3—5
8
7—9
15
3
107 (Вт/м2)
Температура, °С
20—26 (в верхней
зоне до 35)
B1 + 23)+1
21 [9]
21 ±2
B0—23) ±2
B0—26)+2
B0—25L-3
B0—25)+2
20—26
20+1,5
Относительная
влажность, %
40—70
30—60
50 [9]
50±5
50+10
60+5
60+5
Нет данных
40—70
Не более 50
Индекс
нормативного
уровня шума
N20
N25
—
N20
N 15
N 40, N 45
N 40, N 45
N40
N20
N20
59

1
Ш
,5
У.В.
и*.
uL.
№
н.а^.
/<?-Е
/7
^^^P==4-ZZ^
•\^=Е
^Э
Р.8.
Рис. 3. Принципиальная схема СКВ, обслуживающей
переговорную телестудию:
/ — машинный зал; // — приемная; /// — студия; / —компрес-
сорно-конденсаторный агрегат; 2 — клапан на обводном
трубопроводе; 3 — всасывающий трубопровод; 4 — жидкостный
трубопровод; 5 — обводной трубопровод горячих паров хладагента;
6 — смесительная камера; 7 — матерчатый фильтр; 8 —
воздухоохладитель непосредственного охлаждения; 9 — терморегули-
рующий вентиль; 10 — воздухонагреватель; 11 — приточный
вентилятор; 12 — шумоглушитель; 13, 17 — вытяжные
вентиляторы; 14 — воздуховоды, облицованные звукопоглощающим
материалом; 15 — терморегулятор, настроенный на температуру
20°С; 16 — ступенчатый выключатель; 18 — электрический
фильтр; н. в — наружный воздух; р. в — рециркуляционный
воздух; у. в. — удаляемый воздух.
При расчете установленных мощностей систем и их
элементов учитывают теплоаккумуляцию ограждениями.
Эксплуатационный персонал СКВ снабжают
контрольной аппаратурой для систематического измерения уровня
шума, создаваемого оборудованием систем.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. ASHRAE Handbook & Product Directory.
Applications. New York, 1974.
2. I H V E Guide. Book B, 1970.
3. D e s t a 1 I. — KHmatizace pro slaboproudou elect-
rotechniki. CVTS, Praha, 1974.
4. Gas-Fired Air Conditioning for recording
Studies. —¦ Heating & Ventilating Engineer and Journal
of Air Conditioning, 1973, Vol. 46, № 511.
5. Expos International broadcasting cen tre. —
Canadian Refregeration and Air Conditioning, 1967, № 6.
6. Kraft W., D i e t z e L. — KHmatizace pro sla-
bopreudou electrotechniki, CVTS, Praha, 1974.
7. M о 1 n a r L. — KHmatizace pro slaboproudou
electrotechniki. CVTS, Praha, 1974.
8. К а р п и с Е. Е. Повышение эффективности работы
систем кондиционирования воздуха. М., Стройиздат,
1977.
9. L i v i n g s t о n e F. С—Heating & Ventilating
Engineer and Journal of Air Conditioning, 1972, February.
10. N e s s A. — Heating & Ventilating Engineer and
Journal of Air Conditioning, 1973, February.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 561847 B1) 2136638/06 B2) 23.05.75 2E1) F 25 В
1/00 E3) 621.57.012.4 G2) А. А. Несвицкий, А. Н.
Кабаков, В. С. Калекин G1) Омский завод синтетического
каучука
E4) КОМПРЕССОРНАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА
с испарителем, конденсатором, дроссельным устройством
и установленным в линии связи последних
переохладителем хладагента, отличающаяся тем, что, с целью
обеспечения экономичной работы установки при различных
температурах окружающего воздуха, переохладитель
выполнен в виде теплообменника воздушного охлаждения и
снабжен обводными линиями с запорно-регулирующей
арматурой, изменяющей последовательность движения
хладагента через теплообменник и конденсатор.
A1) 561851 B1) 2143515/06 B2) 10.06.75 2E1) F 25 В
11/00// В 63 J 2/02 E3) 621.574 G2) И. А. Рашевский,
А. И. Чиченев, О. П. Шубин, А. А. Гайдуков
E4) ВОЗДУШНАЯ ТУРБОХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА
ДЛЯ СУДОВОЙ СИСТЕМЫ КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ,
содержащая последовательно установленные
компрессоры первой и второй ступеней и турбодетандер,
утилизационную турбину, отличающаяся тем, что, с целью
повышения экономичности во время стоянки судна,
привод компрессора первой ступени выполнен в виде турбо-
электрогенератора, к выхлопному патрубку которого
подключена утилизационная турбина, соединенная с
тормозным устройством турбодетандера и установленная на
одном валу с компрессором второй ступени.
A1) 561059 B1) 2325659/13 B2) 24.02.76 2E1) F 25 D
3/10 E3) 621.565.4 G2) Н. Б. Бакиров, К. К. Кадыржа-
нов, А. М. Мустафин, А. И. Шипачев G1) Казахское
республиканское производственно-заготовительное
управление «Казвторцветмет»
E4) КРИОГЕННАЯ УСТАНОВКА для замораживания
материалов жидким хладагентом, включающая
холодильную камеру с открывающейся крышкой,
приспособление для разбрызгивания хладагента, резервуар для его
хранения, соединенный с холодильной камерой
трубопроводом, и измерительную аппаратуру, отличающаяся тем,
что, с целью повышения производительности и
экономичности, она снабжена камерой для отработанных паров
и сборником жидкого хладагента с патрубком и гибким
шлангом для соединения с резервуаром, при этом днище
холодильной камеры выполнено откидным, крышка имеет
патрубок газосброса, соединенный посредством гибкого
шланга с камерой для отработанных паров, а сборник
жидкого хладагента смонтирован на днище под углом к
последнему.
(И) 561854 B1) 2177382/06 B2) 30.09.75 2E1) F 25 В
21/02; F 25 D 11/02; F 25 В 9/02 E3) 537.32 G2) В. П.
Алексеев, А. И. Азаров, В. А. Калюжный G1) Одесский
технологический институт холодильной промышленности
E4) ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ХОЛОДИЛЬНИК,
например, транспортного средства, содержащий
теплоизолированную холодильную камеру с зарубашечным
пространством, включенным в замкнутый контур
циркуляции хладоносителя с подъемной и опускной
ветвями, между которыми размещена термобатарея,
разделительным сосудом-теплообменником и
газожидкостным эжектором, отличающийся тем, что с целью
интенсификации теплообмена, холодильник снабжен вихревой
трубой, холодный конец которой подсоединен к
активному соплу эжектора, встроенного в участок зарубашеч-
ного пространства, примыкающий к опускной ветви, а
горячий размещен в сосуде-теплообменнике.
60

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 621.318:621.565.59
Водорегулирующий клапан
с сильфонным
пневмоприводом
для холодильных машин
и установок
В. Л. ТУРЕЦКИЙ, А. С. ХВОШНЯНСКИЙ
ВНИИхолодмаш
Клапан регулирующий (водорегулирующий) с
сильфонным пневмоприводом (Dy15, черт. СК 62045-015)
разработан взамен клапана т/ф 25кч1р(НЗ).
Клапан широко используется в схемах автоматизации
стационарных общепромышленных холодильных машин и
установок с конденсаторами водяного охлаждения. Он
предназначен для автоматического поддержания давления
конденсации путем пропорционального изменения расхода
воды, подаваемой в конденсатор.
По принципу действия и назначению клапан является
регулятором давления жидкого хладагента.
Основные узлы: силовая часть, включающая упругий
элемент (сильфон), а также пружину, стакан, чашку,
гайку регулирующую, и гидравлическая часть, состоящая
из корпуса, золотника и двух резиновых мембран (рис. 1).
Сильфон является датчиком импульса, на который
через капиллярную трубку действует давление
конденсации. Задатчиком клапана служит пружина, при
изменении натяга которой клапан настраивается на заданное
давление конденсации. Натяг пружины регулируется
гайкой. Две резиновые мембраны разгружают сильфон от
давления подводимой среды.
При повышении давления в сильфонном пневмоприводе
относительно величины настройки усилие от давления
хладагента преодолевает усилие пружины, перемещая
шток с золотником вверх и увеличивая проходное сечение
клапана.
При поступлении в конденсатор охлаждающей воды
температура, а следовательно, и давление конденсации
снижаются и соответственно падает давление,
воздействующее на сильфон.
Золотник под действием пружины перемещается вниз,
уменьшая проходное сечение клапана.
По сравнению с клапанами т/ф 25кч1Р(НЗ) у клапанов
новой конструкции масса снижена на 17%, а высота —
на 19%.
Конструкция и применяемые материалы обеспечивают
средний срок службы клапанов не менее 12 лет.
Гарантийный срок службы — 2 года с момента ввода в
эксплуатацию.
Средний ресурс работы клапанов не менее 75000 ч
C60000 циклов), наработка на отказ не менее 9300 ч
C9000 циклов). Межремонтный ресурс не менее 10000 ч
D2000 циклов).
Техническая характеристика
Рабочая среда Вода техническая
Управляющая среда Фреон-12, ил22
Tpy5,Vz
РР
Рис. 1. Регулирующий клапан с сильфонным
пневмоприводом, Dy15:
/ — золотник в сборе; 2 — корпус; 3 — шток; 4 — мембрана;
5 — стакан; 6 — чашка; 7 — сильфон в сборе; 8 — пружина;
9 — гайка регулирующая.
Давление среды, кгс/см2
рабочей /7р 2—6
управляющей рУПр От 5 (минимальное
давление начала
открытия *) до 15.
Температура рабочей среды,
°С, не менее 50
Разность давлений начала
открытия клапана и его полного
открытия (неравномерность),
кгс/см2, не более 3
Коэффициент пропускной
способности Kv, т/ч, не менее 1,7
Разность значений
управляющего давления рУПр при одном
и том же положении
золотника во время прямого (/?упр
увеличивается) и обратного (рудр
уменьшается) хода
(нечувствительность), кгс/см2 0,4
Масса, кг, не более 1,4
* Под началом открытия понимается такое
положение золотника, при котором протечка не превышает
0,1 т/ч,
30
61

А Рупр,кгс/смг
25
2,0
1,5
1,0
0,5
л\
^у
\Ф,
,Q/
ъ?Х
О 0,k 0,8
1,2
1,6
2,0 2,4 2,8 J,20,m/</
Рис. 2. Зависимость расхода воды Q от разности давлений
управляющей среды Арупр начала открытия и полного
открытия клапана при различных значениях давлений
рабочей среды pp.
Зависимость расхода воды от разности давлений
управляющей среды начала открытия и полного открытия
клапана при различных значениях давлений рабочей среды
приведена на рис. 2.
Зависимость получена при давлении начала открытия
клапана рУпР==12 кгс/см2 и постоянной настройке,
проведенной при давлении рабочей среды 2 кгс/см2.
Отклонение действительного расхода воды от приведенного на
рис. 1 может находиться в пределах от —5 до +30%.
Клапан устанавливается на трубопроводе в любом
рабочем положении и монтируется так, чтобы рабочая среда
подавалась на клапан согласно стрелке на корпусе.
Настройка клапана проводится в следующем порядке:
во входной патрубок подается вода давлением 2 кгс/см2;
в штуцер подачи фреона подается воздух давлением
РупР> вращением регулировочной гайки устанавливается
протечка воды через клапан, равная 0,06—0,1 т/ч;
снижается давление управляющего воздуха не более
чем на 1,5 кгс/см2, при этом протечки через клапан не
допускаются.
Присоединение клапана к трубопроводу муфтовое по
ГОСТ 6527—68.
По требованию заказчика клапаны поставляются на
экспорт, в том числе в страны с тропическим климатом.
Клапаны выпускаются серийно производственным
объединением «Киевпромарматура».
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 561060B1) 2336078/11 B2) 09.03.76 2E1) F 25 D
11/04; F 16 L 59/06; В 63 В 3/68 E3) 629.12.011.554.911.
002.54 G2) Л. А. Масленников, И. Б. Заседателев,
В. П. Дмитрук, Г. М. Балабаев, М. С. Доннер, А. Д.
Гранин G1) Всесоюзный научно-исследовательский и
проектный институт «Теплопроект»
E4) ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЙ ПОЛ ХОЛОДИЛЬНОГО
ПОМЕЩЕНИЯ, содержащий изоляционный слой в виде
блоков, расположенных в обрешетнике между внешними и
и внутренними листами зашивки, при этом между
внутренними листами зашивки и изоляционным слоем образована
воздушная полость, отличающийся тем, что, с целью
увеличения срока службы теплоизоляции путем обеспечения
удаления влаги с изоляционного слоя, он выполнен с
фалынпокрытием и фильтрационными вставками,
последние установлены между блоками изоляционного слоя,
фальшпокрытие выполнено в виде волнистых листов,
установленных в воздушной полости с наклоном к
фильтрационным вставкам, а изоляционный слой установлен с
зазором между ним и листами внешней зашивки,
образующим дополнительную воздушную полость.
XZZZZZZZZZ
A1M56766B1J193032/13B2) 27.11.75 2 E1) А 22 С
17/00 E3) 637.523.6 G2) В. П. Семенов, В. П. Одинцов,
Г. И. Михайлова G1) Ленинградское специальное
конструкторское бюро Республиканского треста ремонтно-ме-
ханических предприятий и проектно-конструкторских
организаций «Росреммехпроект»
E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ МЯСНЫХ
МОРОЖЕНЫХ БЛОКОВ, включающее станину,
загрузочный бункер, механизм измельчения и привод с валом,
отличающееся тем, что, с целью механизации процесса
загрузки, оно снабжено Г-образным рычагом, жестко
соединенным с ним лотком для приема блоков и толкателем, при
этом основание лотка имеет отверстие для введения
толкателя.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что Г-образ-
ный рычаг закреплен на валу привода.
3. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
толкатель выполнен в виде подпружиненного штока, один
конец которого снабжен грибовидным колпачком, а другой —-
ограничителем хода.
62
45

РЕФЕРАТЫ
УДК 565.073.235:546.17-52
Анализ качества автоматического регулирования
температуры в контейнере, охлаждаемом жидким азотом.
КУРБАН В. Д. «Холодильная техника», 1978, №2.
Предложен динамический расчет системы
автоматического регулирования температуры в объеме,
имитирующем контейнер, охлаждаемый жидким азотом.
Иллюстраций 3. Список литературы — 2 названия.
УДК 621.57:621.564.25.66.047
Удаление воздуха и влаги из фреоновой холодильной
машины. ВИТАВЕР И. М., НИКИТИН В. А.
«Холодильная техника», 1978, № 2.
Описан принцип действия установки для отделения
воздуха и влаги из фреоно-воздушной смеси, основанный на
сжатии и охлаждении смеси до температуры —25 ч 30°С,
при которой фреон-12 конденсируется и отводится из
установки для дальнейшего использования, а
отделившийся воздух выбрасывается в атмосферу. В процессе
разделения фреона и воздуха одновременно из смеси
выделяются, конденсируясь, пары воды. Особенность
установки — один и тот же компрессорно-конденсатор-
ный агрегат участвует в цикле производства холода,
отсосе и сжатии паровоздушной смеси.
Иллюстраций 2.
УДК 621.5.044.001.24
О расчете испарительных конденсаторов. ГОГО-
ЛИН A. A., ME ДНИ КОВ А Н. М. «Холодильная
техника», 1978, № 2.
Приведена методика расчета испарительных
конденсаторов, разработанная на основе критического анализа
существующих методов расчета этих аппаратов.
Иллюстраций 4. Список литературы—13 названий.
УДК 536.24.001.24
Метод расчета теплообменных контактных аппаратов.
КУПЛЕНОВ Н. И. «Холодильная техника», 1978, № 2.
Предложена обобщенная зависимость для расчета эн-
тальпийного коэффициента эффективности обработки
воздуха относительно разности движущих сил на входе в
высокоинтенсивный контактный аппарат для СКВ.
Сопоставлены расчетные и опытные данные, полученные
рядом авторов при исследовании процессов обработки
воздуха водой и раствором хлористого лития в аппаратах
разных конструкций.
Таблиц 1. Иллюстраций 2. Список литературы — 5
названий.
УДК 621.565.003
О показателях использования основных производственных
фондов холодильников. ПОЗИН М. М., ПЕТРОВА Е. В.
«Холодильная техника», 1978, № 2.
Излагаются вопросы совершенствования практики
применения показателей использования основных
производственных фондов холодильников, а также взаимосвязь и
взаимодействие показателей загрузки холодильников и
оборота емкости.
УДК 621.514.5.004.6
Надежность винтовых компрессорных агрегатов
рыбопромысловых судов. ИОНОВ А. Г., КУДРЯВЦЕВ Г. В.,
КАН А. В., БОРМАНН О. «Холодильная техника»,
1978, № 2.
Проанализирован обширный статистический материал по
отказам винтовых компрессорных агрегатов производства
народного предприятия «Кюльаутомат» (ГДР) , которыми
оснащены холодильные установки рыболовных траулеров
и транспортных рефрижераторов, что дает возможность
наметить мероприятия по улучшению их качества и
повышению надежности.
Таблиц 3. Иллюстраций 2. Список литературы — 3
названия.
УДК 621.57.041.001.4
Неметаллические поршневые кольца для холодильных
компрессоров. БЕЖАНИШВИЛИ Э. М., КЛИВАНОВ Е. Л.,
СОФЕР А. А., ЖИЛ КО Г. Ю., СМЫСЛОВ В. И.,
КАШКИНМ. П., МАКУЛИЧЕВАК. И.,
ШАПОШНИКОВ Ю. А., АФОНСКИЙ В. П., БЫКОВ Н. П.
«Холодильная техника», 1978, № 2.
Разработаны, испытаны и освоены в серийном производстве
для холодильных компрессоров неметаллические
поршневые кольца из термостабилизированной литьевой
композиции ТНК-2-Г5 на основе капроновой смолы, наполненной
графитом. Показано повышение долговечности пары
трения «гильза — поршневое неметаллическое кольцо» без
ухудшения теплоэнергетических характеристик
компрессора. Экономический эффект от внедрения
неметаллических поршневых колец составил более 400 тыс. руб. в год.
Таблиц 4. Иллюстраций 6. Список литературы — 4
названия.
УДК 621.575:536.7
Термодинамический анализ процессов опреснительной
установки с теплоиспользующей абсорбционной бромистоли-
тиевой холодильной машиной. РОЗЕНФЕЛЬД Л. М.,
КУЗЬМИЦКИЙ Ю. В. «Холодильная техника», 1978,
№ 2.
Дан анализ процессов опреснительной установки с
абсорбционной бромистолитиевой холодильной машиной и
предложена методика ее расчета. Показано, что процессы
абсорбционной машины в составе опреснительной
установки отличаются от обычной отрицательной температурой в
испарителе и большей требуемой разностью температур
источников. Технико-экономическая эффективность
системы определяется условиями ее применения и
энергетическим балансом источников.
Таблиц 1. Иллюстраций 3. Список литературы — 10
названий.
УДК 621.002.5-52 Г|гг Гг ; W
Исследование термомеханических преобразователей
нового типа с эффектом «памяти формы». А. Т. ДЕСЯТОВ,
А. М. АРХАРОВ. «Холодильная техника», 1978, № 2.
Рассмотрены результаты исследований термомеханических
преобразователей (дилатометрических, манометрических),
которые широко применяют в системах автоматизации и
сигнализации холодильных машин и установок.
Предложены выражения для определения коэффициента
преобразования энергии, позволяющего комплексно оценивать
эффективность и сопоставлять различные по конструкции и
принципу действия преобразователи. Впервые показана
возможность создания компактных и
высокоэффективных низкотемпературных чувствительных элементов на
основе сплава с эффектом «памяти формы». Приведены
результаты теоретического и экспериментального
исследования термомеханических преобразователей нового типа.
Иллюстраций 3. Список литературы — 6 названий.
63

УДК 664.8.037.5.003
Повышение технико-экономической эффективности
производства быстрозамороженных полуфабрикатов из
картофеля. ГОРУН Е. Г., ПОТАПОВ В. Д., КОШКИНА А. Б.
«Холодильная техника», 1978, № 2.
Описана проведенная на Московском комбинате картофеле-
продуктов производственного объединения «Колосс»
реконструкция цеха по производству быстрозамороженных
полуфабрикатов из картофеля. Внедрение комплексной
поточно-механизированной линии производства
быстрозамороженных полуфабрикатов позволило улучшить качество
готовой продукции и значительно повысить
технико-экономические показатели производства.
УДК 664.8.037.53.004.12
Влияние замораживания и холодильного хранения на
качество мясо-мучных полуфабрикатов. ДЕРБЕДЕ
НЕВА 3. А. «Холодильная техника», 1978, № 2.
Рассмотрены результаты исследования влияния режимов
замораживания и холодильного хранения на качество
мясо-мучных полуфабрикатов типа манты и чебуреки.
Рекомендуются условия их замораживания, хранения,
размораживания и приготовления в пищу.
Иллюстраций 2. Список литературы — 3 названия.
УДК 621.57.04
Автоматизация водяных конденсаторов. ЗЕЛЬБЕРГ Г. Л.,
УШАКОВ В. Ф. «Холодильная техника», 1978,
№ 2.
Описаны схемы автоматизации водяных конденсаторов
холодильных машин с использованием соленоидных
вентилей, управляемых электроконтактными манометрами,
измеряющими давление конденсации, а также
водорегулирующих вентилей, изготовленных из терморегулирующих
вентилей 12ТРВ-100.
Иллюстраций 1.
УДК 621.57.041-213.3@83.74)
Новый ГОСТ на герметичные холодильные агрегаты для
торгового оборудования. ГОПИН С. Р., КРУЗЕ А. С,
ТИХОМИРОВ В. А., РТВЕЛИАШВИЛИ Е. М., ШАВ-
РА В. М., |ЯКОБСОН В. Б.|, ЗЕЛИТОВСКИЙ И. М.,
СЛАВУЦКИЙ М. П., ЧЕРНЯК А. Л.,
КРЫЛОВ В. С. «Холодильная техника», 1978, № 2.
Рассмотрены основные положения разработанного и
утвержденного в 1977 г. ГОСТ 22502—77 на агрегаты
герметичные холодильные для торгового оборудования,
указаны отличия нового стандарта от действовавших до него,
приведены энергетические характеристики агрегатов,
акустические показатели, изложены требования к надежности
и описаны методы испытаний.
Таблиц 2. Иллюстраций 2.
УДК 621.57:621.564.25:628.84.002.52
Очистка и осушка испарителей и трубопроводов малых
холодильных машин. ГРИННИКОВ Ю. А., ГРИГОРЬ-
ЯНЦ А. Н. «Холодильная техника», 1978, № 2.
Предложен способ очистки и осушки систем
смонтированных малых холодильных машин с помощью
технологического агрегата ИФ-56М, позволяющий исключить
попадание влаги и механических примесей в систему машины и
значительно ускорить пуско-наладочные работы.
Иллюстраций 1.
УДК 621.565.59.004.65
Предупреждение аварий аммиачных поршневых
компрессоров. СЕНЯГИН Ю. Я. «Холодильная техника»,
1978, № 2.
Анализируются причины аварий поршневых аммиачных
холодильных компрессоров и рассматриваются меры их
предупреждения.
Список литературы — 2 названия.
На первой странице обложки: Цех сборки на московском заводе холодильного оборудования «Компрессор».
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зам.
главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, А. В. Быков, П. В. Васильев, И. М. Гиндлин, доктор техн. наук, проф. А. А. Го-
голин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, доктор техн. наук, проф. Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов, М. М. Позин, А, Н. Сергиенко,
доктор техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко доктор техн. наук, проф. А. П. Шеффер.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 4.01.78. Подписано в печать 31.01.78. Т-03442.
Уч.-изд. л. 7,62. Тираж 15 630 экз. Заказ № 3065.
Формат 84X108Vi6. Высокая печать.
Усл. печ. л. 6.72.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12.
Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета Министров СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли. 142300, г. Чехов Московской области.