УДК 621—52.002.5
СКОРОМОРОЗИЛЬНЫЙ ГРАВИТАЦИОННЫЙ КОНВЕЙЕРНЫЙ АППАРАТ ГКА-4
Ш. Н. КОБУЛАШВИЛИ, А. Г. РОТЕНБЕРГ — Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В 1959 г. во ВНИХИ разработан
гравитационный конвейерный аппарат ГКА-2, опытный
экземпляр которого изготовлен в 1S61 г. и
прошел междуведомственные испытания в 1962 г.
на консервном комбинате в Крымске [1, 2]. С
1963 г. одесский завод «Продмаш» изготовил
серию этого аппарата в основном для
предприятий рыбной промышленности. Аппараты
ГКА-2 уже в течение ряда лет
эксплуатируются на консервном комбинате в Крымске (три
аппарата), на рыбозаводах в Приморско-Ах*
тарске (три аппарата) и в Керчи (два
аппарата), на рыбокомбинатах в Темрюке (два
аппарата) и в Ейске (четыре аппарата). Ряд
предприятий только начал осваивать аппараты
ГКА-2 (рыбозаводы в Мерсрагсе, Астрахани,
колбасный завод в Ростове-на-Дону,
консервный комбинат в Краснодаре и др.).
Эксплуатация аппаратов ГКА-2
подтвердила ряд его преимуществ, обусловленных
особой конструкцией конвейера [3], но в то же
время выявила ряд конструктивных и
производственных недостатков.
В настоящее время во ВНИХИ закончена
разработка аппарата ГКА-4, который
выполнен по тай же принципиальной схеме, что и
аппарат ГКА-2, но полностью конструктивно
переработан.
При разработке аппарата ГКА-4 особое
внимание уделено увеличению надежности и
долговечности конвейера, улучшению
монтажных и эксплуатационных свойств.
Аппарат ГКА-2 является первым серийным
конвейерным скороморозильным аппаратом в
нашей стране. Опыт его монтажа и
эксплуатации показал, что в создании конвейерных
скороморозильных аппаратов имеются трудности,
которые обусловлены в основном двумя
причинами: невозможностью поставки аппарата в
собранном виде и тяжелыми условиями
работы его конвейера.
Большие размеры аппарата не позволяют
транспортировать его к месту установки
полностью собранным и отлаженным на заводе.
Сборка и отладка аппарата на месте ведется
недостаточно подготовленными
монтажниками, так как монтаж скороморозильных
аппаратов производится редко и в практике
неспециализированных монтажных организаций не
повторяется. Завод-изготовитель не может
обеспечить монтажа значительного числа
аппаратов на многочисленных, разбросанных по
всей стране предприятиях. При монтаже
аппарата ГКА-2 не выдерживались необходимые
размеры, вследствие чего механизм конвейера
работал ненадежно. Конструкция ГКА-4
разработана так, чтобы исключить возможность
неправильной сборки.
Механизм конвейера работает в сложных
температурно-влажностных условиях. При
оттаивании температура в аппарате повышается,
все детали механизма покрываются водой. С
переходом на замораживание температура
понижается до —40°С, вода замерзает, в
результате чего усилия в приводе конвейера во
много раз возрастают.
В этом отношении весьма удачно решение,
принятое для ГКА-2: оттаивать батареи без
разгрузки аппарата и без оттаивания
конвейера, что позволило дольше сохранять
низкотемпературную незамерзающую смазку на всех
колесиках кареток и выдерживать в
допустимых пределах усилия, необходимые для
проталкивания кареток. Для такого оттаивания
с аппаратом поставляют специальный «рукав»,
который надевают на диффузор вентилятора,
обеспечивая забор воздуха не из грузового
отсека, а из отверстия люка в потолке аппарата.
Однако в начале эксплуатации аппаратов
ГКА-2 этот способ оттаивания был недооценен,
в частности, из-за того, что при установке
аппарата в холодном помещении оттаивание его
идет медленно. Рассмотрев причины неполадок
в работе аппаратов ГКА-2 на консервном
комбинате в Крымске, мы рекомендовали
подвести к верхним люкам аппаратов ГКА-2 короб
для забора воздуха из соседнего теплого
помещения. Это позволило оттаивать батареи
без оттаивания конвейера. Работа аппаратов
существенно улучшилась.
Основными конструктивными изменениями
аппарата ГКА-4 по сравнению с аппаратом
ГКА-2 являются следующие.
— Сделан сильный, собираемый на болтах
каркас, все элементы которого выполнены на
заводе и обусловливают необходимую
точность его сборки на месте установки аппарата.
4

— Вместо четырех колесиков скольжения
каждая каретка снабжена двумя
подшипниками, установленными по ее продольной оси
симметрии.
— Усилен привод гребенок и обеспечена его
установка на каркас полностью собранным и
отлаженным на заводе.
— Улучшена конструкция гребенок и их
направляющих.
— Ввод каретки в аппарат более плавный и
надежный.
— Для автоматического ввода противней
в каретку создан специальный узел, который
подает противни, поступающие в аппарат
прямо с ленты транспортера (в ГКА-2 противни
сдвигала аппаратчица).
— Платформа стола загрузки сделана
почти горизонтальной B° вместо 11° у ГКА-2).
Это облегчит ввод каретки в аппарат и
исключит возможность ссыпания свежего продукта
при подъеме противней. Производительность
аппарата возрастает, так как можно будет
увеличить вес продукта в противне, например
мелкой рыбы.
— Расширен диапазон возможных
скоростей движения конвейера. Все 108 кареток
можно пропустить через аппарат за время от
50 до 330 мин. Уменьшение цикла движения
конвейера очень важно для закалки
мороженого, замораживания пельменей, охлаждения
винегретов и других продуктов, которые
нужно быстро пропустить через аппарат.
Практически в ГКА-2 минимальный цикл движения
конвейера равен двум часам, что ограничивает
его производительность и нежелательно в тех-
9950
/ %
птмн-
|ИШ№
1 1-
X
1
1
1
\
-—
¦•—'
i
4
—|
685
J_
5"
6
1165
8100
—г"
1-d-
нологическом отношении для некоторых
продуктов. Увеличение цикла движения
конвейера необходимо для замораживания продукта
большей толщины.
— Расширен ассортимент продуктов,
подлежащих замораживанию или охлаждению в
аппарате. Он может быть собран таким
образом, что расстояния между полками будут
различными. При сборке аппарата с 14, 12 и
10 полками расстояния между ними по высоте
соответственно равны 100, 118 и 144 мм, что
позволяет замораживать продукт с
максимальной толщиной 75, 95, 120 мм. Габаритные
размеры аппарата при этом не меняются.
— Упрощена конструкция камеры аппарата
и улучшен доступ к узлам механизма
конвейера. Для этого стены камеры раздвинуты и
образованы внутренние проходы. В камере
одна дверь, через которую можно пройти к
любому узлу внутри аппарата. Камера
щитовой конструкции. Она поставляется вместе с
аппаратом.
— Увеличена вдвое производительность
вентиляторной установки (вентилятор Ц4-70
№ 10 вместо № 8 той же марки). Увеличение
объема циркулирующего воздуха увеличит
производительность аппарата ГКА-4 по
сравнению с ГКА-2 на 25%, так как уменьшится
подогрев воздуха в грузовом отсеке (перепад
температуры) и увеличится скорость воздуха,
омывающего продукт.
— Сделан надежный узел принудительного
вывода кареток из аппарата.
Габаритные размеры аппарата показаны на
рис. 1. Длина камеры увеличена nj сравнению
По стрелке Я
3500
2
\
/&'
/ *=>
V
?
2500
1
!
ш
1 1 J
1 • 1
lJ=J
^1
^1
Рис. 1. Скороморозильный аппарат ГКА-4:
1 — щиты; 2 — коллектор для паров аммиака; 3 — люк
для оттаивания; 4 — дверь; 5 — лента транспортера,
подающего продукт; 6 — лента транспортера,
отводящего продукт; 7 — коллектор для подвода жидкого
аммиака.

с ГКА-2 на 0,6 м, а ее ширина на 1 м, что
позволило отказаться от боковых дверей и
люков и значительно улучшить доступ ко всем
внутренним узлам аппарата. Аппарат ГКА-4
легко размещается в двух квадратах здания с
сеткой колонн 6X6 м.
Охлаждающие батареи можно
устанавливать при монтаже аппарата как справа, так
и слева, в зависимости от того, в какую
сторону можно извлечь батареи в случае их
ремонта и откуда удобнее отводить пары
аммиака. Эксплуатация аппарата ГКА-2 показала,
что если перед установкой батарей они
проверены в течение месяца аммиаком, не будет
необходимости извлекать их из аппарата.
По стрелке Д
? г ss\
6
N
Las 1
1 \
i--^
~wt—I
Л^З Г
г ~д*1^-1-
1"^"
^н-
1 IN
I
Аппарат ГКА-4 рекомендуется
устанавливать в неизолированном помещении, так как
это облегчает его оттаивание. Для оттаивания
батарей аппарата без его разгрузки и без
оттаивания конвейера предусмотрен внутренний
шибер и люк на задней стенке аппарата.
Оттаивание проводят при работающем
вентиляторе горячими парами аммиака. Перед
началом оттаивания жидкий аммиак сливают в
ресивер. При оттаивании батарей воздух
забирается вентилятором через люк в стене,
прогоняется через батареи и выбрасывается через
окно загрузки. При оттаивании всего аппарата
его разгружают. Воздух циркулирует так же,
как в рабочем цикле. Талая вода должна
отводиться по открытому желобу в полу.
Подавать продукт в аппарат можно справа
или слева, отводить — влево или вправо
независимо от направления подачи.
Пол под аппаратом должен быть
термоизолирован.
При установке нескольких аппаратов ГКА-4
компоновку рекомендуется вести с учетом
применения автоматической линии,
разработанной во ВНИХИ (рис. 2). Компактность
размещения аппаратов и удобство их обслуживания
достигается в этом случае благодаря
объединению подающих (и отводящих)
транспортеров двух аппаратов. Противни с продуктом
устанавливаются на подающие площадки
технологических линий, с которых они
автоматически поступают в тот аппарат, который
подключен к данной подающей площадке.
Рис. 2. Размещение аппарата ГКА-4:
/ — аппараты; 2 — подающие
площадки технологических линий; 3 —
приемные площадки аппаратов; 4 —
разгрузочные площадки аппаратов;
5 — лента транспортера, подающего
—~- продукт; 6 — лента транспортера,
отводящего продукт.
Техническая характеристика аппарата ГКА-4
A4 полок)
Производительность (т/сутки) при
замораживании
мелкой рыбы и мяса в блоках толщиной
50^-70 мм 25
пельменей при однорядной укладке
листов в каретки 15
при закалке мороженого 25
ягод и зеленого горошка в
коробочках 13
слив, томатов россыпью 15
готовых кулинарных изделий в блоках 13
Температура воздуха в аппарате, °С . . . . —35
Температура кипения аммиака, °С —42
Скорость воздуха над продуктом, м\сек . . 8
Производительность вентилятора при
tB=—35°С и напоре 100 кг/м2, мъ\ч . . . 35000
Установочная мощность, кет:
электродвигателя вентилятора при
/г=970 об/мин 22
электродвигателя конвейера при п =
=1450 об\мин 1,2
-\г
* ih + in-4-
Ж
-?-
А
1+ 4
1/7
4= * * 4
Г
Г
|дЬ| |НД| —Г!
Т rh -*" ffi=*
Ж
\250(А
3500 \
2
Ш
+;
"LL-.I l.-i-.t
tr п.
4
Ж
-=?=-
I
I
+ 1 f
§5
\А
1/7
^ ± ф 4
500
б

Пределы регулировки цикла движения
конвейера, ч 0,8-т-5,5
Число кареток 108
Число противней 216
Общая площадь противней, м2 86
Поверхность охлаждающих батарей, м2 . . 1000
Габаритные размеры камеры аппарата с
загрузочно-разгрузочным тамбуром (без
отсека ввода противней), мм
ширина 3500
длина 8100
высота 3250
Вес аппарата вместе с камерой, аммиаком и
продуктом, т 27
Головной экземпляр аппарата ГКА-4 уже
изготовляют завод «Продмаш» и Опытный
холодильник ВНИХИ. Аппарат будет передан
на одно из предприятий для проведения
междуведомственных испытаний и дальнейшей
эксплуатации.
Одновременно ведется подготовка
серийного производства аппарата ГКА-4 на одесском
заводе «Продмаш» с целью замены им уже в
Теплообменные аппараты для небольших
кондиционеров «Азербайджан-2» и другие
выполняются из медных (М2) трубок с
наружным диаметром 10 и толщиной стенок 0,5 мм
(ГОСТ 617—53) и трубок из алюминиевого
сплава АМцМ (ГОСТ 4773—65) с наружным
диаметром 12 и толщиной стенок 1 мм.
Трубки соединяются с калачами из таких
же трубок при помощи раструба.
Пространство между раструбом и вкладываемой в него
медной трубкой заполняется меднофосфори-
стым припоем МФ-3 (ГОСТ 4515—48), а
между раструбом и трубкой из алюминиевого
сплава — припоем 34А (АМТУ 246—49).
Трубки из алюминиевого сплава паяются под
флюсом 34А (ТУ-МХП 3930—53).
На Бакинском заводе кондиционеров
ежегодно изготовляется несколько сот тысяч таких
соединений, на что расходуется большое
количество дорогих припоев, содержащих олово
и другие ценные материалы. Кроме того,
применение припоя и флюса 34А трудоемко: узлы
после пайки требуют тщательной промывки
конце текущего года аппарата ГКА-2.
Поэтому при проектировании необходимо
предусматривать установку аппарата ГКА-4.
Во ВНИХИ разработан также укороченный
на 2,1 м аппарат ГКА-4у, в котором при
четырнадцати полках не 108, а 52 каретки. Его
производительность соответственно числу
кареток меньше, чем у аппарата ГКА-4.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ко бул а шв.и л и Ш. Н., Ротенберг А. Г.
« д-р. Гравитационный конвейерный
скороморозильный аппарат ГКА-2. «Холодильная техника», 1962,
№ 4.
2. Ротенберг А. Г. Монтаж и эксплуатация
скороморозильного аппарата ГКА-2. «Холодильная
техника», 1964, № 1.
3. Кожухов В. В., Р а з л о ж к о С. Д. Опыт
эксплуатации аппарата ГКА-2 на Примореко-Ахтарском
рыбозаводе. «Холодильная техника», 1966, № 7.
и сушки, так как компоненты флюса —
хлористые и фтористые соединения, оставаясь на
поверхности трубок, в течение 10—15 суток
разрушают последние. Кроме того, указанные
соединения недостаточно герметичны и
долговечны.
В результате совместных исследований,
проведенных работниками завода
кондиционеров и сотрудниками кафедры технологии
нефтяного и химического машиностроения
АзИНЕФТЕХИМа им. М. Азизбекова, решено
соединение производить не паянием, а
склеиванием A—8].
Была изменена конструкция и размеры
соединения, спроектированы и изготовлены новые
инструменты (оправки) для развальцовки
раструба. На рис. 1 показана старая и новая
конструкция оправки.
Концы труб развальцовываются в
собранном виде на вертикально-сверлильном станке
с ручной подачей при помощи вращающейся
оправки. При работе оправкой старой
конструкции (рис. 1, а) концы трубок раздавались
7
УДК 628.83
СКЛЕИВАНИЕ МЕДНЫХ И АЛЮМИНИЕВЫХ ТРУБОК КОНДИЦИОНЕРОВ
М. Д. МАХМУДОВ, доктор техн. наук, проф А. Д. МУСТАФАЕВ — Азербайджанский институт нефти и химии
им. М. Азизбекова

Рис. 1. Оправки для развальцовки трубок
старой (а) и новой (б) конструкции.
до 14 мм и часто рвались, что приводило к
несоосности соединения и увеличивало расход
припоя до 60%.
В некоторых случаях вследствие
несоосности развальцованной части с телом трубки
последняя вращалась и разворачивала
отверстия в пластинках, в которых трубки должны
быть установлены плотно.
Исследования показали, что длинные
ступени оправок создают большой крутящий
момент, превосходящий момент трения трубки
в пластинах, что ведет к проворачиванию
трубок в пластинах.
Резкая смена диаметров — причина того,
что раструб в конце сильно расширяется или
рвется. Например, при развальцовке
оправкой, показанной на рис. 1, а, конуса длиной
5 мм, цилиндра диаметром 10,2 мм и второго
конуса длиной 6 мм создается резкий переход
в диаметр 12,1 мм. Развальцовка имеет
коническую форму диаметром 14X7 мм.
При работе оправкой новой конструкции
(рис. 1, б) развальцовка получается
цилиндрической диаметром 10,75x7 мм, с плавными
переходами, размеры более точные, трубки не
рвутся. Кроме того, в соединении создается
зазор 750 мк и объем, значительно меньший,
чем в старой конструкции, но вполне
достаточный для пайки, что дало возможность
улучшить качество соединения и сократить расход
припоя до 50%.
Как показали эксперименты, для
развальцовки важна чистота рабочей поверхности
оправок. Чистота рабочей поверхности старой
оправки (см. рис. 1, a) V5— V6, а новой (см.
рис. 1, б) V8—V10, Во втором случае
размеры после развальцовки получаются точнее,
исключается вибрация, повышается стойкость
инструмента, трубки не рвутся.
Изменение конструкции соединения и
улучшение качества развальцовки сокращает, но
не исключает расход дорогих припоев.
Склеивание, как показали наши
исследования, обеспечивает необходимую прочность,
герметичность, теплостойкость, фреоностой-
кость и к тому же более экономично, чем
паяние. Для склеивания использовали раструбное
соединение, обеспечивающее герметичность и
прочность (рис. 2).
Ф A0,08 +10,5)
Рис. 2. Конструкция соединения трубок:
/ — пластина; 2 — участок,
заливаемый смолой.
Прочность при склеивании зависит от
толщины слоя клея. Авторами спроектированы
и изготовлены шесть оправок (рис. 3) для
развальцовки концов трубок под склеивание.
Образцы для эксперимента были
изготовлены из медных М2 и алюминиевых АМцМ
трубок с наружным диаметром 10 мм, толщиной
0,5 мм, длиной 200—220 мм.
Применялся клей следующего состава
(в % цес):
Эпоксидная смола ЭД-б 100
Дибутилфталат (пластификатор) .... 16
Полиэтиленполиамин (катализатор) . . 10
Кварцевая мука (наполнитель) .... 30
Рис. 3. Оправки для создания в соединениях
зазоров от 40 до 250 мк.

Было проведено контрольное склеивание 90
образцов из медных и алюминиевых трубок.
Средняя толщина клеевого слоя 150 мк на
сторону.
Помимо предложенных авторами,
применялись рекомендуемые в литературе [1—8]
клеевые составы (всего семь составов). В них
использованы смолы ЭД-5 и ЭД-6, дибутилфта-
лат, ацетон, полиэтилен-полиамин и гексоме-
тилендиамин, цемент № 400, алюминиевая
пудра, стекловолокно и кварцевая мука. По
плотности и прочности лучшие результаты показал
предложенный авторами состав.
Отвердение клея производилось при
температурах 50—200°С и толщине клеевого слоя
40—250 мк. В табл. 1 указано время
отвердения при данных условиях.
Таблица 1

Температура, °С
50
80
100
120
150
180
200
Время отвердения (мин) при номина1ьной толщине
клеевого слоя, мк
40 | 50, | 100
230
150
95
56
47
30
20
255
160
100
63
53
37
23
280
180
122
88
68
50
28
150 | 200
300
200
143
ПО
88
70
35
320
212
162
133
110
90
42
250
338
231
180
155
130
ПО
50
Отвердение клея проверяли при помощи
иглы методом Вика на специальных образцах-
эталонах. Как видно из табл. 1, с повышением
температуры время, необходимое для
отвердения, уменьшается, а с увеличением толщины
клеевого слоя увеличивается.
Исходя из табличных данных оптимальная
температура отвердения 200°С, но при такой
температуре смола часто сгорает, поэтому
наиболее приемлема t= 120-f-150°C.
Было изготовлено 270 образцов (90 из
медных трубок и 180 из трубок алюминиевого
сплава АМцМ).
Образцы испытывали по специальной
методике в соответствии с техническими условиями
на изготовление указанных аппаратов.
— На герметичность — воздухом при
р = 30 атм в течение 10 мин. Определялась
плотность соединения и выявлялись дефекты
склеивания.
— На герметичность — фреоном.
Проверялось отсутствие или наличие течи в
соединениях. Образцы подсоединяли к специальной
установке (стенду) и вакуумировали 25 мин,
затем заполняли (Ьоеоном пои р = 7 атм, после
чего течеискателем ВАГТИ-4 в течение 10 мин
проверяли течи.
— На теплостойкость (влияние нагрева на
прочность и плотность соединения). Образцы
соединений нагревали в электропечи до 100°С
и выдерживали при этой температуре 1 ч.
После охлаждения испытывали воздухом при
р = 25 атм в течение 10 мин. Помимо
достаточной теплостойкости применяемого клеевого
вещества, испытание показало, что под влиянием
различных коэффициентов линейного
расширения плотность и прочность соединения не
нарушаются.
— На химическую стойкость (фреоностой-
кость) при 100°С в течение 240 ч с
последующим испытанием воздухом (р = 25 атм) в
течение 10 мин. Для этого образцы 30 мин
просушивали в баллоне сухим очищенным
воздухом, закрывали баллон герметически и
вакуумировали 25 мин, после чего заполняли
фреоном при р = 7 атм и помещали на 240 ч в
электропечь с температурой 100°С. Извлеченные из
баллона образцы испытывали 10 мин на
герметичность воздухом при /? = 25 атм.
— На вибростойкость. Это испытание
производили на специальном стенде,
изготовленном на заводе, при частоте 34±2 гц и
амплитуде 0,5—1,5 мм, при вертикальном
положении образцов в течение 30 мин, с последующей
поверкой на герметичность при р = 25 атм в
течение 10 мин.
Из 270 образцов 265 выдержали все
описанные испытания. Только 5 шт. B%) при первом
испытании не выдержали поверки на
герметичность из-за неравномерности клеевого слоя
в соединениях.
В последующих испытаниях определяли
одновременное влияние температуры и давления,
с тем чтобы выявить возможность применения
склеивания для соединений, работающих при
более высоких давлениях, и установить предел
прочности соединения при касательных
напряжениях.
— На прочность — горячей водой. Образцы
заполнили водой и поместили в бак с водой,
затем температуру воды в баке в течение 1 ч
повысили до 100°С. При этой температуре
образцы находились в воде 10 мин, затем, не
охлаждая и не выливая из них воду, их
испытали под давлением 25 атм в течение 10 мин.
— На прочность — маслом под давлением
60 атм в течение 10 мин.
При последнем испытании еще 13 образцов
вышли из строя. Остальные 252 шт. подвергли
следующему испытанию.
— На растяжение для определения предела
прочности в соединении от касательного
напряжения (при длине соединения 7 мм).
2 Холодильная техника № 6
9

Таблица 2
Толщина
клеевого слоя,
мк
Разрывное усилие Р {кгс) при температурах отвердения, °С
50
80
100
120
150
180
200
Средняя
величина Р
40
50
100
150
200
250
232
215
B00)
235
205
200
210
250
B05)
257
215
200
222
220
• 250
252
B00)
BЮ)
222
232
280
207
265
235
B62)
260
250
285
B05)
B70)
B65)
315
C00)
275
B12)
310
290
B82)
300
B15)
330
300
235
248
270
252
254
249
Средняя
величина Рс,
кгс
217
B00)
226
B05)
236
B05)
240
265
B45)
300
B59)
305
B48)
Почти все образцы из меди разорвались по
трубе, клеевое соединение оказалось прочнее
тела трубы.
Образцы из алюминиевого сплава
разорвались в основном G2%) по клеевому
соединению и незначительная часть их — по трубке
(они указаны в табл. 2 в скобках"!.
Как видно из табл. 2 и рис. 4, с
повышением температуры отвердения клея с 50 до 200°С
прочность соединения увеличивается (средняя
величина осевого разрушающего усилия
возрастает с 217 до 305 кгс). Возрастает и предел
прочности трубок, что объясняется,
по-видимому, упрочением сплава при
кратковременных высоких нагревах.
На прочность соединения влияет также
толщина клеевого слоя. При увеличении ее с 40
до 250 мк вначале прочность возрастает, при
015
* 285
§ 270
3 255
I*»
I
§¦225
210
Lx"*°
"—/
2
J. и
—«—"^
— —6
50 75
100
125 150 175
Температура отвердения , °С
Толщина клеевого слоя, мк
200 225 250
Рис. 4. Кривые зависимости прочности (осевого
усилия) от:
/ — температуры отвердения; 2 — толщины
клеевого слоя.
толщине 100 мк осевое разрушающее усилие
достигает 270 кгс, а затем уменьшается до
252 кгс (кривая 2 на рис. 4).
Выводы
В аппаратах, работающих при внутреннем
давлении до 30 атм, паяние тонкостенных
трубок из меди и алюминиевого сплава можно
заменить склеиванием (состав клея указан в
статье).
Клеевые соединения медных трубок М2
диаметром 10 и толщиной 0,5 мм прочнее тела
трубок.
Клеевые соединения трубок из
алюминиевого сплава АМцМ диаметром 10 мм и толщиной
0,5 мм выдерживают осевое усилие от 200 до
330 кгс в зависимости от температуры
отвердения и толщины клеевого слоя.
При повышении температуры отвердения с
50 до 200°С время отвердения сокращается,
предел прочности соединения повышается
(средняя величина осевого усилия
увеличивается с 217 до 305 кгс). Однако при 200°С
смола часто сгорает, поэтому оптимальной
температурой отвердения рекомендуемого клея
следует считать 120—150°С.
Толщина клеевого слоя влияет на прочность
соединения. Лучшие результаты получены при
толщине клея 100 мк.
ЛИТЕРАТУРА
1. Эпштейн Г. Склеивание металлов. Пер. с англ.
Под ред. А. Т. Туманова. Оборонгиз, 1956.
2. Карда шов Д. А. Синтетические клеи. Изд-во
«Химия», 1964.
3. Минкин А. С, Г е л ь б е р г Б. Т. Эпоксидный
клей и его применение в ремонтной практике. Л.,
I960.
4. Суслов Н. И. и др. Неметаллические материалы.
Машгиз, 1962.
5. Каменев В. В. Применение эпоксидных смол при
монтаже холодильных систем. «Холодильная
техника», 1962, № 2.
10

6. М у с т а ф а е в А. Д. и др. Исследование
возможности применения пластмасс для изоляции пластов
в нефтяных и газовых скважинах. «Нефть и газ»,
1965, № 9.
7. Мамедов Н. М. и др. Подготовка поверхности
За последние два десятилетия значения
адиабатического к.п.д. осевых воздушных
турбокомпрессоров и турбин возросли, превысив
в некоторых конструкциях 90%. Наряду с
этим появились новые схемы и циклы, на
основе которых созданы воздушные
холодильные машины, не нуждающиеся в охлаждающей
воде и теплообменниках-рефрижераторах [1,2].
Такие воздушные холодильные машины
успешно конкурируют с паровыми
компрессорными в довольно широкой области температур,
особенно ниже —60°С.
Это подтверждают результаты испытаний и
эксплуатации воздушных холодильных машин
типа ТХМ-300.
Холодильный коэффициент воздушной
холодильной машины с одноступенчатыми сжатием
•и расширением определяется по формуле
%
где /к, /т — соответственно удельная работа
компрессора и турбины при
обратимых адиабатических
процессах в них;
Лк, г]т — соответственно адиабатические
к.п.д. компрессора и турбины;
Д/р — разность энтальпий потоков
воздуха высокого и низкого
давления на теплом конце
регенеративного теплообменника.
Выражение в числителе формулы A) равно
удельной холодопроизводительности q0, а в
знаменателе — удельной работе цикла /ц.
Нерегенеративную воздушную холодильную
машину можно рассматривать как частный
случай регенеративной, у которой теплый и
холодный концы регенератора совпадают.
Поэтому формула A) применима также и к
нерегенеративным машинам.
полиэтилена под склеивание методом
ультрафиолетового облучения. «Нефть и газ», 1966, № 4.
8. Гоголин А. А. и Барулин Н. Я. Обзор
зарубежной холодильной техники. Кондиционирование
воздуха. Госторгиздат, 1963.
УДК 536.24:621.573
Регенеративный теплообмен потоков
воздуха высокого и низкого давления, повышающий
температуру перед компрессором и
понижающий ее перед турбиной, приводит к уменьше-
1Т
нию отношения — и вследствие этого к
к
ослаблению влияния необратимости процессов
сжатия и расширения на энергетические
показатели воздушной холодильной машины.
В то же время регенеративный теплообмен
сопровождается потерями давления потоков
из-за трения и местных сопротивлений в
теплообменнике. В результате в общем случае
уменьшается величина 1Т и возрастает /к, при
этом увеличивается /ц, уменьшаются q0 и е.
В современных воздушных холодильных
машинах применяются в основном
регенеративные теплообменники двух типов —
рекуперативные с трубчатой поверхностью
теплообмена и переключающиеся регенераторы.
Рассмотрим факторы, определяющие падение
давления в теплообменниках этих типов.
Потери давления из-за трения в
рекуперативном теплообменнике определяются
известными выражениями:
AAT=^(Re,)^--^~-, B)
^P,r = 4R^)^--~, C)
где | (Re) —коэффициент сопротивления;
/ — длина канала, м\
da — эквивалентный диаметр канала, м\
р — средняя плотность воздуха, кг/м3;
w — скорость воздуха, MjceK.
Индекс 1 относится к потоку воздуха
низкого давления, индекс 2 — к потоку воздуха
высокого давления.
ВЛИЯНИЕ РЕГЕНЕРАТИВНОГО ТЕПЛООБМЕНА НА ХАРАКТЕРИСТИКИ
ВОЗДУШНОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
Доктор техн. наук, проф. В. С. МАРТЫНОВСКИЙ, канд. техн. наук И. М. ШНЛИД — ОТИПХП
2*
11

'Для простоты будем рассматривать проти-
воточный теплообменник, у которого
l1 = k=l. D)
Объем такого теплообменника определим по
формуле
Gl I 1 , 1
V-
3,6- WKV
м3,
E)
где G
Kv
кг/ч (принимаем
расход воздуха,
Gl = G2=G);
коэффициент, учитывающий объем
теплообменника, занимаемый
металлом.
Обозначим:
F — поверхность теплообмена, м2\
Vf — объем, занимаемый единицей тепло-
обменной поверхности, мг/м2;
<7Р — удельное тепло регенерации, ккал/кг;
k — коэффициент теплопередачи
теплообменника, ккал/(м2 • ч•град);
Др — среднеинтегральная разность
температур в теплообменнике, °С.
Тогда
V-.
\*А
F = -
Фъ
К Ар
Из выражений B) — G) следует:
F)
G)
Др1т=1,8. 104 (Re,)
Re?
1 _i 55i jfn_ ^Э2
Re2 fA2 d3i
X
X
A
KvVf
*9l
Д pn =1,8- 103?(Re2)
^ / 2
—— им2
&др '
Re?
(8)
Re.
1 + ST- —
X
Рз
P-2
Rei " [Xi
gzg/ gp
4 "**p
^Э2
X
«/ж2, (9)
где ц — динамическая вязкость, я • сек/м2.
Так как критерий Рейнольдса может быть
выражен через расход G, динамическую
вязкость \х и омываемый потоком периметр U
0 A0)
то
ч^—
Re2"
9 . 10*
_^2
tf 1
>!*?/
A1)
Соотношение A1) показывает, что при
выбранных геометрических характеристиках
теплообменника и заданных термодинамических
параметрах потоков значения Rei и Re2
связаны.
Потеря давления в насадке
переключающихся регенераторов определяется из
соотношения [3]
*/>г = Ф -=*-.Re
/
р W
Чт> A2)
D ' "' J d3 2
где D — диаметр регенератора.
Так как у переключающихся регенераторов
d,
: #Э2> 'l ^2» V2 b'l»
то, воспользовавшись тем же приемом, что и
в случае рекуперативного теплообменника,
получим
AAr=l,8-103t(Rei)|-]Ref
KvVf qp
ji
Pi
x
x
bp»r = U
j А(Др-Лср)
lOM^Re^Re^
KvVf qp
н]м*, A3)
3
f*2
X
X
k (Др — ЛСр)
и/л*.
A4)
где йСр — средняя по длине насадки высота
температурной петли гистерезиса.
Из выражений (8), (9), A3), A4) ясно, что
потери давления Д/?ь Д/?2> Apir, A/?2r не зависят.
от расхода воздуха, а определяются только
геометрическими характеристиками теплооб-
менной поверхности, термодинамическими
параметрами воздуха и режимом его движения.
Геометрические характеристики теплооб-
менной поверхности целесооб(разно
выбирать такими, чтобы комплекс z,Vf
э
имел
минимальную величину. Следует учитывать
также влияние этих характеристик на
компактность теплообменника.
Во всех практически важных случаях рост
Re увеличивает потерю давления.
Очевидно, что выбор чрезмерно низких значений
Re ведет к значительному увеличению тепло-
обменной поверхности и размеров
теплообменника. Поэтому целесообразные значения Re
должны быть обоснованы
технико-экономическими расчетами.
С повышением давления потока при прочих
равных условиях величины Дрь Д/?2, Ар\г, Д/?2г
уменьшаются. Вследствие этого в
регенеративных теплообменниках вакуумных
воздушных холодильных машин потери давления
могут быть значительно большими, чем в
теплообменниках машин с избыточным давлением
12

воздуха, Это обстоятельство свидетельствует
о необходимости всемерного уменьшения
потерь давления в тракте холодильных машин,
осуществляющих вакуумные циклы.
Характер функциональной связи между Лрь
Др2, Apir, Л/?2г и среднеинтегральной
разностью температур потоков Др оказывает
определяющее влияние на характеристики
воздушной регенеративной холодильной машины.
При уменьшении Др потери давления в
теплообменниках неограниченно растут.
В связи с этим при Др, стремящемся к
нулю, действительный холодильный
коэффициент также стремится к нулю. При
возрастании Др от нуля значение е будет вначале
увеличиваться, а достигнув максимального
значения emax, начнет уменьшаться.
Существование значения ДР=(ДРH, при котором е
достигает максимума, является результатом
взаимодействия потерь от необратимости
процессов сжатия — расширения, которые
возрастают с увеличением Др, и потерь из-за
дросселирования в тракте регенеративного
теплообменника, которые при этом уменьшаются.
Такой же характер функциональной связи
между е и Др, по-видимому, наблюдается у
газовых регенеративных холодильных машин
любого типа, в том числе и у машин с циклом
Стерлинга, что необходимо учитывать при
выборе параметров регенеративных
теплообменников этих машин.
Поверхность теплообмена регенеративного
теплообменника
F=^.^- A5)
k Ap qQ
(Qo — холодопроизводителышсть маши- ,
ны, ккал/ч) при уменьшении Др
неограниченно возрастает. Поэтому значения Др<(Др)о
экономически нецелесообразны, так как в
этом случае воздушная (регенеративная
холодильная машина обладает большей
стоимостью и требует больших эксплуатационных
затрат, чем при Др=(Др)о.
Естественно, что значения (Ар) о и етах
зависят от типа применяемого теплообменника,
геометрических характеристик теплообменной
поверхности, режима движения воздуха,
определяющих параметров цикла, значений т]к,
г)т. При этом даже в простейших случаях
аналитическое определение значений (ДрH и
8Шах затруднено громоздкостью получаемых
выражений. Поэтому значения (Др)о И 8тах
целесообразно определять вариантными
расчетами, меняя при постоянной Ар степень
сжатия компрессора рк- В результате можно
определить степень сжатия (рк)о, которой
отвечает максимально возможное при данной
Др значение холодильного коэффициента е0.
Затем по значениям функции e0 = /(Ap)
определяют величины (Др)о и етах.
Такие расчеты были проведены для
воздушной холодильной машины при температурах
Еоздуха на выходе из холодильной камеры
Г0 = 233°К и на выходе из водяного
холодильника Т = 303°К, г]к = г)т = 0,9, давлении перед
компрессором piK=l кг/см2. Цель расчетов —
сопоставление энергетических характеристик
воздушной холодильной машины с
рекуперативным теплообменником и
переключающимися регенераторами.
Исходные параметры рекуперативного
теплообменника: d3i = 2,2-10~2 ж, ^э2=1Д • Ю~2 м,
vf=\0-2 м*/м2, Кг*=0,80, Rei = l,5.104, k =
= 25,8 ккал/ (м2 • ч • град), ~2 =0,710.
Исходные параметры переключающихся
регенераторов: 4=1,66-Ю-3 ж, f/ = 5,98-10-4 м,
Я*=0,89, Re! = 2,4.102, ? = 25,0 ккал/{м2- ч-
• град).
Результаты расчетов приведены на рис. 1.
Кроме кривых ео = /(Др), показаны зависимо-
сти —- =/(Др) (F' — поверхность
теплообмена, соответствующая етах)- Графики
показывают, что у холодильной машины с
переключающимися регенераторами
s„,ax = °'892> (Др)о = 6,00С,
а у холодильной машины с рекуперативным
теплообменником
О V 20 W &D,°C
Рис. 1. Зависимость холодильного
коэффициента воздушной холодильной машины е0 и
поверхности ее регенеративного теплообменника
F
— от разности температур Ар:
/ — переключающиеся регенераторы; 2 —
рекуперативный теплообменник.
13

?max = 0-787, (ДрH= 10,5° С.
Худшие энергетические показатели машины
с рекуперативным теплообменником
обусловлены большей, чем в случае переключающихся
регенераторов, потерей давления.
Расчеты показывают, что при выбранном
типе регенеративного теплообменника
значения (Ар) о с понижением Т0 уменьшаются, при
этом потери давления, соответствующие етах>
возрастают.
Большой интерес представляет выявление
экономически оптимальных значений Др.
На рис. 2 показана зависимость переменной
части приведенных затрат Р от Ар для
машины с Q0= 100000 ккал/ч
P = E}iC+Wi A6)
где Ея — нормативный коэффициент
эффективности;
С — переменная часть капитальных
затрат (учитывает затраты на
теплообменники воздушной холодильной
машины);
W — переменная часть
эксплуатационных расходов (электроэнергия,
вода).
Параметры цикла, характеристики
компрессора, турбины и регенеративных
теплообменников "принимались такими же, как и в
предыдущем расчете.
Кривые 1, 2, 3 на рис. 2 показывают, что
стоимость теплообменной аппаратуры влияет
не только на величину приведенных затрат,
но и на экономически оптимальные значения
Ар. Наименьшими будут приведенные затраты
при использовании стальных
теплообменников, однако в этом случае коррозия
теплообменной поверхности может ухудшить
эксплуатационные характеристики холодильной
машины. Поэтому более целесообразно
применять алюминиевые теплообменные
аппараты, обладающие высокими антикоррозийными
качествами и малым весом.
Особые технико-экономические
преимущества свойственны холодильным машинам с
переключающимися регенераторами (кривая 4).
Такие теплообменные аппараты обладают
значительно меньшей стоимостью, весом и
размерами, чем рекуперативные теплообменники,
их применение приводит к повышению
энергетических показателей холодильной машины.
Отсутствие потребности в охлаждающей
воде повышает технико-экономические показате-
~4Q>j^i_
30 Ар, "С
Рис. 2. Связь между разностью температур
в регенеративном • теплообменнике и
переменной частью приведенных затрат на
воздушную холодильную машину:
/ — трубчатые рекуперативный и водяной
теплообменники из медных труб; 2 — то
же, из алюминиевых труб; 3 — то же, из
стальных труб; 4 — трубчатый водяной
холодильник из алюминиевых труб,
переключающиеся регенераторы с алюминиевой
насадкой; 5 — дополнительный теплообмен
в переключающихся регенераторах с
алюминиевой насадкой;
оборотная вода; —свежая вода.
ли воздушной холодильной машины с
дополнительным теплообменом в регенераторе
(кривая 5). В то же время для обеспечения
самоочистки регенераторов такой машины от льда
необходимы меньшие, чем соответствующие
экономическому оптимуму, значения Др [3].
Поэтому холодильная машина с экономически
оптимальными значениями Ар может
нуждаться в частых остановках для оттаивания
регенераторов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Мартыновский В. С, Дубинский М. Г.
Воздушные турбохолодильные машины с
дополнительным охлаждением в регенераторе. «Холодильная
техника», 1964, № 6.
2. Дубинский М. Г., Мартыновский В. С,
Уманский Ю. М. Анализ циклов воздушных
холодильных машин с дополнительным теплообменом
в регенераторе. Известия вузов. «Энергетика», 1966,
№ 2.
3. Г е р ш С. Я- Глубокое охлаждение. Ч. II, ГЭИ,
I960.
4. Планк Р. Холодильные установки для температур
кипения от —70 до —100°С. «Холодильная техника»,
1959, № 2.

УДК 621.577
ТЕПЛОВОЙ НАСОС ДЛЯ КОМПЛЕКСНОГО ТЕПЛОХЛАДОСНАБЖЕНЙЯ
НА БАЗЕ СБРОСНОГО ТЕПЛА
Доктор техн. наук, проф. Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД, канд. техн. наук, доц, Г. С, СЕРДЛКОВ —Институт теплофизики
Сибирского отделения АН СССР
Комплексное использование холодильной
машины для тепло- и хладоснабжения
перспективно в южных районах страны при
наличии низкотемпературных источников тепла
и применении систем, обеспечивающих
круглогодичное поддержание температуры воздуха
в зоне, близкой к комфортной i[l—4].
Эффективность трансформации тепла в тепловом
насосе от температуры охлажденной в
испарителе воды источника до температуры
нагретой в конденсаторе воды системы
отопления зависит от температуры и расхода воды
источника и графика качественного
регулирования.
Большие расходы воды источника, высокая
стоимость скважины и тепловых сетей, низкие
значения отопительного коэффициента и
сложность регулирования режима работы
теплового насоса в ряде случаев снижают
технико-экономические показатели таких систем и сужают
область их применения. Она может быть
расширена при использовании тепловых насосов
для охлаждения и нагрева обратной воды в
системах теплоснабжения со сливом.
В нетеплофицируемых районах
геотермальное или сбросное тепло используется сейчас
непосредственно или в сочетании с пиковым
догревом в котельной части или всей воды
источника [1, 2, 5—7]. Применение тепловых
насосов в таких системах расширяет
возможности утилизации тепла источника, позволяет
сократить расход воды и сэкономить топливо.
Тепловой насос в системах теплоснабжения
со сливом воды
Принципиальная схема системы
теплоснабжения со сливом воды с применением
тепловых насосов показана на рис. 1. Вода из
источника перекачивается насосной станцией по
теплотрассе в систему теплоснабжения, а
обратная вода из системы отопления
направляется в конденсаторы и испарители теплового
насоса и в сеть горячего водоснабжения.
Для повышения отопительного
коэффициента [х и обеспечения более гибкого
регулирования теплонасосные агрегаты включаются по
последовательно-противоточной схеме (см.
рис. 1), обеспечивающей ступенчатый нагрев
и охлаждение обратной воды. Число ступеней
нагрева определяется технико-экономическими
соображениями.
Технические характеристики системы,
определяющие ее технико-экономические
показатели, зависят от работы теплового насоса,
которая связана с работой других элементов
системы.
Рассмотрим технические характеристики
такой системы теплоснабжения со сливом воды.
Обозначим: ^а — температура воды из
источника; tT — температура воды, поступающей
на горячее водоснабжение; tm t0Q —
температуры прямой и обратной воды в системе
отопления; tn, tx — соответственно температуры
воды на выходе из конденсаторов и
испарителей теплового (насоса; эти же величины при
расчетной температуре наружного воздуха
В системах теплоснабжения со сливом воды
целесообразно применять конвекторное или
панельное отопление с /g6 =40-=-45°C.
Теплопроизводительноста системы
отопления Q?T при tg и горячего водоснабжения
Qr в сумме определяют расчетную теплопро-
2 3 4
Рис. 1. Принципиальная схема системы
теплоснабжения с тепловыми насосами:
1 — источник теплой воды; 2 — водоочистка;
3 — насосная станция; 4 — теплотрасса; 5 —
пиковая котельная; 6 — система отопления; 7, 10 —
смесители; 8 — конденсаторы теплового насоса;
9 — испарители теплового насоса, 11 —
бак-аккумулятор; 12 — сеть горячего водоснабжения.
15

изводительность Qp системы теплоснабжения,
тепло в которой вырабатывается в пиковой
котельной Qh.k и тепловом насосе QT.H, а часть
тепла QB вносится водой из источника. В долях
от Qp выработка тепла составит
<?в _p + T + s==1> A)
Qn.K I VT.H
QP * QP QP
где p, у и б — соответственно доли тепло-
производительностей пиковой котельной,
теплового насоса и тепла воды источника.
Эти же величины в расчетном режиме при
q : рР, у», 6P.
Если используются источники с tgJ>tT, то
в сеть горячего водоснабжения вода подается
через вентиль В\ (см. рис. 1). Для источников
с /а<^г вода догревается до tT в котельной
и подается через вентиль В2, а обратная вода
из системы отопления в смеситель не
поступает.
Важнейшей характеристикой системы
теплоснабжения со сливом является расход воды из
источника ga. Совместное решение уравнений
материальных и тепловых балансов системы
теплоснабжения позволяет определить
зависимость ga от 'а при любых значениях tR. Для
источников с t&>tv
+
9±.
QP
аЮ3
fi-
<1ь
т + \
+
A — а). 1Q3 tr — to6
+
A _ а) . 1(K
(m+l).(tr-5)
т\Гкал, Bа)
где а — расчетная относительная доля
тепловой нагрузки системы отопления,
т
QP '
р*— 1 # tA — ^рб
При tz<tv величина ga не зависит от 2*a и
определяется по формуле
т
?а
т + 1
Z™- + A-gI°3 ml Гнал.
- ^г —5
*п 'об
B6)
Для заданных конкретных условий работы
системы теплоснабжения и ^а величина g*a
в течение отопительного сезона меняется с
изменением tu и ^об по графику качественного
регулирования. Наибольший из наблюдающихся
за этот период расходов соответствует
расчетному расходу g$ .
Характер изменения g| в системах
теплоснабжения со сливом для источников с
различной ^а показан на рис. 2 применительно
к условиям: /р =95°С, rt%6 =<40°С, /р]=55°С,
/Г = 65°С и а = 0,69. Для систем
теплоснабжения со сливом воды без тепловых насосов g%
определяли решением уравнений
материальных и тепловых балансов [7]. В системе
теплоснабжения с пиковым догревом части воды,
поступающей в систему отопления (схема
системы соответствует рис. 1 без тепловых насо-
сов) Sa больше, чем для системы с тепловыми
насосами. Сокращение gf для системы с
пиковым догревом всей воды источника
достигается повышением температуры прямой воды
в тепловой сети и соответствующим
увеличением расхода топлива [5, 7]. В рассматриваемом
случае температура прямой воды в теплосети
должна составлять 200°С, что практически
нецелесообразно по условиям эксплуатации,
особенно для минерализованных термальных вод.
Поэтому линия 3 на рис. 2 дана пунктиром.
Расчетные доли рр и yp также зависят от ^а.
Для системы теплоснабжения со сливом воды
с тепловыми насосами доля
из выражений:
при ^а>^г
определяется
Q?
= OL-
1-
tz-tl
X
при 4<^г
т+\
tT — b
m +
a m
1 '.-'So
t? — *p* '
tV — f
п д _L_
X
Ca)
m + l
+ (l-a)
C6)
16
15
ik
13
12
//
10
3
8
i
b
1
1
/
~N
4
s2
^s
3
?z
"*"—
^
0,9
0,1
0,5
0,5
0,ч
0,3
0,2
V
^
V
K^
/
b?'
4
N
^<7
/
_. 4 .
/
/ I
iflP
,5
\
1 
-4
\J
tO 50 60 W SO 90 ta
70 80 30 ta,°C
а б
Рис. 2. Характер изменения gp , Рр, yp в
системах теплоснабжения со сливом воды в
зависимости от t&:
1,4,5 — система с тепловыми насосами; 2,6 —
с пиковым догревом части воды; 3,7 — с
догревом всей воды источника.
16

Соответственно уР
при 4>^г
1 QP
При /а<^г
*Р — *р
m+1 /Р__/Ря
1 *П *0б
1 _ а fa ___ tr tA -
"+1 *a-'g6- 'r-
,_ а *?-*8б
1 т+1 <8-<5о'
'&
-5
Dа)
D6)
Характер изменения рр=<р(/а) и ур=ф(?а)
показан на рис. 2, б для тех же условий
работы системы, что и на рис. 2, а. Расчетные доли
рр для систем теплоснабжения без тепловых
насосов определялись из уравнений тепловых
балансов [5, 7]. Из сопоставления данных
рис. 2 видно, что в системе с пиковым
догревом всей воды источника сокращение gf*
достигается увеличением доли рр, а для
системы с пиковым догревом части воды
уменьшение рр приводит к увеличению g$ . Система
с тепловыми насосами при малых значениях
gg требует сравнительно небольшой величины
pp. Доля теплопроизводительности тепловых
насосов ур мало зависит от /а, изменяясь
в диапазоне 40°С<^а<100°С для
рассматриваемых условий от 10 до 15%.
Системы с тепловыми насосами могут
использовать тепло источников в широком
диапазоне 4, включая область 4<^б.
Целесообразность применения таких систем в каждом
конкретном случае определяется
технико-экономическими соображениями.
Годовые доли отпуска тепла пиковой
котельной рГОд и тепловым насосом уГОд зависят от
климатических условий и при использовании
источников с ta>tT определяются из
выражений:
Р:
год QPxm ,т \
*П * Д
1—а
m + 1
0
|fa — ^д
*г — 5
ат
" m + 1
fi — *Ра
*П *Об
з — *0б
*р
= <?я = 1 г
X
-*об
t*-t
об
*р — * р*
*п *об
¦*об
4 — 5
am
m + 1
' 4б
1—а
m + 1
4 — *об
E)
X
¦«,
об
1а
,F)
где тш — продолжительность стояния
максимума;
т — время стояния температур
наружного воздуха.
Вычислить ргод и уГод можно графически
или аналитически. При графическом способе
на годовом графике отпуска тепла в
соответствии с уравнениями E) и F) наносят
области работы пиковой котельной и теплового
насоса и планиметрированием определяют ргод и
Угод- При машинном счете целесообразно
вычислять Ргод и угод из приближенных
аналитических выражений. Для области t&<tT и для
других систем теплоснабжения со сливом
воды могут быть составлены аналогичные
выражения и вычислены ргод и угод.
Установленная мощность всех теплонасос-
ных агрегатов в долях от расчетной теплопро-
изводительности
1хрн
QP
. tp - 10е yi 1
860 & Li
кет
U рР Гнал/ч
G)
где ^ N$H — суммарная установленная мощ-
1
ность всех теплонасосных
агрегатов, кет; -~~
k — число теплонасосных агрегатов;
[if — расчетный отопительный
коэффициент /-того агрегата.
Годовой расход электроэнергии на привод
теплонасосных агрегатов:
Тгод ' Ю6 Jn
860 &
к
Е
tf
(8)
где jx?r — среднегодовой отопительный
коэффициент /-того агрегата.
Годовой расход топлива на выработку тепла
в пиковой котельной и тепловом насосе в
долях от расчетной теплопроизводительности
т у. т ./год:
103
7 год •
7000 %
тт+\оД?э • Ю ту.т.\год,
(9)
где г]к — к.п.д. котельной;
Ъъ — удельный расход топлива на
1 кет-ч на конденсационной
электростанции (КЭС).
В системах теплоснабжения без тепловых
насосов &год определяется величиной первого
слагаемого в формуле (9).
3 Холодильная техника № б
17

Особенности работы теплонасосных агрегатов
в системах теплоснабжения со сливом воды
Ступенчатый нагрев и охлаждение воды в
конденсаторах и испарителях теплового
насоса позволяют сократить необратимые потери
между источником и рабочим телом и
повысить действительный отопительный
коэффициент. При k ступенях нагрева и охлаждения
абсолютные температуры конденсации Тк и
кипения Т0 при последовательно-противоточной
схеме движения воды через аппараты (см.
рис. 1) определяются для любого /-того
агрегата из выражения
Тк{ 7об + *Д*к/ + *к!
Гоб-[*-(*-1>] А *и? + *и/
A0)
где Д^кг и Д^и
нагрев воды в конденсаторе
и охлаждение ее в
испарителе /-того агрегата,
бКг и 6m- — недорекуперация на
горячем конце конденсатора и
холодном конце
испарителя.
С увеличением числа ступеней нагрева
разность TKi—Toi уменьшается и увеличивается
\Х{. Однако по эксплуатационным и технико-
экономическим соображениям применение
числа ступеней нагрева больше трех
нерационально.
Технико-экономические показатели системы
теплоснабжения зависят от выбранного
значения t\. В соответствии с уравнениями Bа),
B6), (За), C6) и E) с уменьшением fi
и приближением к t$6 величина g?
уменьшается, приближаясь к своему предельному
значению, равному расходу воды на горячее
водоснабжение gr, но одновременно
возрастают рр и рГод.
Поэтому при увеличении t ? возрастают
капиталовложения в тепловой насос (/Ст.н),КЭС
(Кэ)у скважины или оборудование источника
(Кск) и теплотрассу (ХТт), но убывают
капиталовложения в пиковую котельную (Ки.к)
и топливо (/(г). Соответственно изменяются
эксплуатационные расходы I>Sj, слагающиеся
из амортизационных отчислений,
себестоимости добычи и транспорта топлива, зарплаты
и прочих расходов C0% от амортизации и
зарплаты). Минимум расчетных затрат РЗ на
систему теплоснабжения, соответствующий /Ропт
определяется из условия:
дРЗ д [o^Kj+^Sj], A1)
На рис. 3 представлен характер изменения
расчетных затрат в зависимости от t% для
системы геотермального теплоснабжения
Петропавловск-Камчатского. Значение ^опт зависит
главным образом от стоимости топлива и от
климатических условий. Для панельных
систем отопления с t%6 =40ч-45°С даже для
районов дорогого топлива г'допт не превышает
65-f-70°C.
В централизованных системах
теплоснабжения с панельным отоплением теплонасосные
агрегаты размещаются в районных или
квартальных тепловых пунктах. С целью
обеспечения гибкого регулирования, эксплуатационной
надежности и создания необходимого резерва
следует применять однотипные агрегаты. При
трехступенчатом нагреве и охлаждении,
учитывая предельные tn.lnT, в каждом агрегате
должен срабатываться небольшой перепад
температур (tKi—toi), не превышающий
35—40°С. Поэтому в таких системах
целесообразно применять одноколесные турбокомпрес-
сорные агрегаты с одинаковыми теплообмен-
ными аппаратами.
Система геотермального теплоснабжения
Петропавловск- Камчатского
Система геотермального теплоснабжения на
базе тепла термальных вод Паратунских
источников, расположенных в 60 км от города
(по линии теплотрассы), характеризуется
следующими данными: Qp = 200 Гкал/ч, из них
QZT=№ Гкал/ч и Qr = 62 Гкал/ч, ta = 75°Cy
гг = 65°С, а = 0,69.
В системе с тепловыми насосами пиковый
догрев воды производится до /? =95°С. В
конденсаторах теплового насоса вода нагревается
в трех одинаковых турбокомпрессорных
агрегатах до /р=55°С, а в испарителях
охлаждается до /р=10°С и затем сбрасывается.
В табл. 1 приведены значения Q?>K, Q?H, Q™^
Q™*, и годовой расход топлива.
тыи.руб
НJ Гкпп/и
dtl
dt*
где а — нормативный коэффициент.
Рис. 3. Характер
изменения расчетных затрат
на систему
теплоснабжения со сливом воды в
зависимости от нагрева
обратной воды в тепловом
насосе.
40 50
18

Таблица 1
Способ использования тепла
Пиковая котельная . . . .

Установленная мощность
теплонасос-
ных aipeiaTOB,
кет
7800
Установленная тепло-
производительность
Гкал\ч
71,2
28,2
100,6
%
35,5
14,1
50,4
Годовая выра'отка
тепла
Г кал! год
66000
120000
794000
%
6,8
12,3
80,9
Расход 1
топлива
т н.т.1год
15200
13200
Система теплоснабжения с тепловыми
насосами сопоставляется по величине расчетных
затрат с теплоснабжением от котельной на
твердом топливе (сахалинский уголь с
теплотворной способностью 5800 ккал/кг) и с
системами со сливом воды (с пиковым догревом
части и всей воды источника) по величине
расчетных затрат:
P3 = c^Cj + J^Sj. A2)
Во всех сопоставляемых системах
осуществляется качественное регулирование отпуска
тепла по графикам: для теплоснабжения от
котельной и системы с пиковым догревом всей
воды — 95/70°С [4, 7] и для систем с
тепловыми насосами и с пиковым догревом части
воды — 95/40°С.
Удельные капиталовложения в однотруОную
теплотрассу для Камчатки принимались
тыс. руб/км
Г кал 1ч
жины определялись по расходу воды при
средней глубине бурения на Паратунке 600 м,
среднем дебите одной скважины около
12 л/сек и стоимости 1 пог. м бурения 110 руб.
Капиталовложения в КЭС, тепловой насос и
перекачивающую насосную станцию
определяли по стоимости 1 установленного кет
мощности (в руб/квт): КЭС — 350; тепловой насос—
80; насосная станция — 25. Удельный расход
топлива на КЭС: 6Э = 0,345 кг у. т./(квт-ч);
среднегодовой отопительный коэффициент при
трехступенчатом нагреве в зависимости от
ступени [хс[ = 4,4—5,6 и к.п.д. насосов т}н=0,8.
В сопоставимом варианте теплоснабжения
от котельной капиталовложения в добычу и
транспорт топлива приняты (в руб/т н. т.)
57,9, себестоимость добычи 12,9, транспорт
5,44. Удельные капиталовложения на
сооружение котельной для Камчатки —
30
тыс. руб
Гкал/ч
0,9
капиталовложения в сква-
Результаты технико-экономических
расчетов для различных вариантов систем
теплоснабжения (при Qp==200 Гкал/ч)
представлены в табл. 2.
Таблица 2
Показатели
Система теплоснабжения
от
котельной
с пиковым догревом
части воды
Расчетный расход термальной
воды, кг/сек
Расчетная теплопроизводительность,
Гкал/ч
основной системы
замещаемой котельной
суммарная
Капитальные вложения, млн. руб.
в основную систему
в замещаемую
суммарные
Эксплуатационные расходы, млн. руб.
в основной системе
в замещаемой
суммарные .
Расход топлива, т н.т./год . . . .
Экономия топлива, т н.т./год . .
Расчетные затраты, млн. руб
200,00
200,00
19,20
19,201
5,25
5 25
222000!00
7,65
470,00
104,00
96,00
200,00
9,50
9,30
18,80
1,30
2,50
3,80
112000,00
110000,00
6,16
всей воды
470,00
200,00
200,00
18,30
18,30
3,38
3,38
87200,00
135000,00
5,88
С ГИКОРОЧ
котзльноч
и тепловым
насосо л
470,00
200,00
200,00
16,20
16,20
2,60
2,60
35000,00
187000,00
4,62
19

Все системы сопоставляются при
одинаковой производительности, годовой выработке
тепла и одинаковом потреблении термальной
воды. Для системы с пиковым догревом части
воды при одинаковом с другими системами
теплоснабжения потреблении термальной
воды Qp=104 Гкал/ч. Для сопоставления с
другими системами в равных условиях
необходимо ввести замещаемую котельную
производительностью Q? =96 Гкал/ч.
Из табл. 2 видно, что в рассматриваемых
условиях наиболее эффективной является
система теплоснабжения с пиковой котельной
и тепловыми насосами.
Выводы
Применение тепловых насосов в системах
теплоснабжения на базе геотермальных или
других низкотемпературных источников тепла
позволяет наиболее полно использовать
тепловые ресурсы последних.
Система теплоснабжения с тепловыми
насосами характеризуется минимальным
потреблением воды из источника в диапазоне тепловых
нагрузок горячего водоснабжения от 0 до 35%.
При использовании в системе
теплоснабжения источников с температурой воды 40—100°С
установленная теплопроизводительность теп-
лонасосных агрегатов составляет 10—20% от
Современные тенденции развития
холодильного компрессоростроения характеризуются
повышением быстроходности и напряженности
механизма движения при сохранении
надежности и долговечности.
В этих условиях важную роль играет
изучение и подбор масел для смазки машин с
учетом совместной циркуляции в системе масла
и холодильного агента.
Повышение быстроходности поршневых
компрессоров вызывает необходимость выбора
новых масел, обладающих достаточной
вязкостью при высоких эксплуатационных
температурах. Выбор оптимальной вязкости,
обеспечивающей минимальную мощность трения при
сохранении надежности, возможен только на
основе испытаний с учетом очень многих фак-
производительности системы. Годовая доля
тепла, вырабатываемого тепловым насосом,
зависит от климатических условий.
В летнее время целесообразно использовать
тепловые насосы для холодоснабжения с
целью создания комфортных условий.
Для систем теплоснабжения целесообразна
разработка и создание компактных
одноступенчатых турбокомпрессорных агрегатов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Кутателадзе С. С, Розенфельд Л. М.
Известия Сибирского отделения АН СССР, вып. 1,
1965, № 2.
2. Кутателадзе С. С, Розенфельд Л. М.
Вестник АН СССР, 1965, № 10.
3. Розенфельд Л. М., Оносовский В. В., С е р-
д а к о в Г. С. Опытная установка для
теплофикации гидростанций с помощью холодильной
машины. «Холодильная техника», 1956, № 2.
4. Розенфельд Л. М., 3 в о р о н о Ю. С, Оно-
совский В. В. Применение холодильной машины
для охлаждения и динамического отопления.
«Теплоэнергетика», 1961, № 5.
5. Сб. «Однотрубные системы тепловых сетей». Госэнерг
гоиздат, 1962, стр. 9—135.
6 Сб. «Термальные воды СССР и вопросы их
теплоэнергетического использования». Изд-во АН СССР,
1963, стр. 238—273.
7. Дю скин В. К., Горлов В. И. Использование
геотермальных вод для теплоснабжения.
«Теплоэнергетика», 1966, № 2.
торов. Сюда входят геометрические размеры
машины, точность ее изготовления, условия
отвода теплоты трения и джоулева тепла
(у машин со встроенным электродвигателем)
и, конечно, предполагаемые рабочие условия
цикла холодильной машины.
Значения оптимальной вязкости могут
существенно различаться для крупных и малых
компрессоров [1], поэтому целесообразно
иметь набор холодильных масел,
отличающихся вязкостными характеристиками. При этом
высокая вязкость должна сочетаться с
другими свойствами масла так, чтобы не
затруднялись циркуляция и возврат масла и вредное
влияние его на теплопередачу было наимень*
шим [2].
Основываясь на опыте некоторых наших за-
УДК 621.572:621.89
О ПРИМЕНЕНИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАСЕЛ ПОВЫШЕННОЙ ВЯЗКОСТИ
Доктор техн. наук Л. 3. МЕЛЬЦЕР, Т. С. ДРЕМЛЮХ — Одесский
технологический институт пищевой и холодильной промышленности
20

водов и зарубежных фирм [3], следует
переходить к использованию масел вязкостью
30—35 ест при 50°С. При этом, надо
учитывать, что с повышением температуры вязкость
различных масел изменяется неодинаково.
В табл. 1 показано изменение вязкости
отечественных и некоторых зарубежных масел
при температуре 50 и 100°С.
Таблица 1
Марка
масла
ХА-23
1 ХА-30
1 Х-34
ХФ12-18
ХФ22-24
ХФ22с-16
А
В
Вязкость кинематическая v,
ccm
при 50°С | при 100°С
23,0
28,1
33,6
17,0
25,0
15,2
35,4
23,2
4,36
5,12
5,87
3,52
5,40
5,33
7,00
5,10
Примечания. 1. Значение вязкости
масел, кроме А и В, взяты как средняя
—
00
5,3
5,5
5,7
4,8
4,6
2,8
5,6
4,5
для всех 1
величина
из результатов испытания заводов-изготовителей |
и наших проверочных испытаний.
2. Значение вязкости для масел А и В
работы Беннета [3] Величина вязкости i
интерполирова
1на нами.
взяты из
1ри 50°С
ВНИХИ и Орским нефтеперерабатывающим
заводом для аммиачных машин разработаны
масла ХА-23, ХА-30 и Х-34 повышенной
вязкости [4]. Масла ХА-23 и ХА-30 включены в ГОСТ
5546—66. Они являются смесями дистиллятно-
г/о и остаточных нефтяных масел.
Масла высокой вязкости характеризуются
и более высокими температурами застывания.
При низких температурах кипения важной
характеристикой масла является так называемая
температура текучести, при которой оно еще
сохраняет подвижность в системе.
Температура текучести определяется экспериментально
по немецкому стандарту DIN 51568 (Fliessver-
mogen im U—Rohr) в U-образной трубке
диаметром 6 мм по скорости подъема масла в
одном из ее колен при избыточном давлении
50 мм вод. ст. Температура, при которой
масло еще поднимается со скоростью 20 мм/мин,
считается достаточной для сохранения
подвижности его в системе.
Без специальных испытаний температуру
текучести можно определить методом
экстраполяции, предложенным Шубертом [5].
Отклонение расчетных величин от экспериментальных
составляет ±1,3°С. Мы воспользовались этим
методом для определения температур
текучести некоторых новых отечественных масел и
масла ХФ-12. Результаты расчета
представлены в табл. 2.
Марка масла
ХА-23 ....
ХА-30 ....
Х-34 ....
ХФ12-18* . .
Вязкость
кинематическая v, ccm
при 50°С
23,03
28,09
33,59
17,00
при 20°С
98,2
140,0
172,0
67,0
Таблица 2

Температура
текучести
(экстрапо-
ляционная),
°С
—34,0
—30,2
—29,5
—39,0

Температура
застывания


ментальная), °С
—41,3
—38,5
—35,5
—44,5
1 * Данные приведены для сопоставления.
Данные табл. 2 могут быть использованы
для уточнения эксплуатационных температур,
при которых применение новых масел не
вызовет затруднений с возвратом масла.
Ввиду того, что средние и крупные машины
могут выполняться унифицированными для
работы на аммиаке и фреонах, желательна
также унификация масел, которая облегчила
бы эксплуатацию и удешевила их
производство.
Для фреоновых холодильных машин в
настоящее время выпускаются масла ХФ12-18,
ХФ22с-16 и ХФ22-24 (ГОСТ 5546—66)
вязкостью при 50°С соответственно не менее 18,
не менее 16 ест и 24,5—28,4 ест. —
Чтобы выяснить возможность применения
аммиачных масел для машин, работающих на
фреоне-12, были определены некоторые
важнейшие характеристики растворов масел
ХА-23 и ХА-30 с фреоном-12.
Вязкость растворов рассчитана по формуле,
предложенной Лефлером [6J,
а = ]arsh (In vM) — arsh (In ve ^] . 8,76,3
где ум — вязкость чистого масла при t°C, ест;
Yg, — вязкость маслофреонового раствора
при t°C, сет;
а — величина, постоянная для каждого
фреона.
Расчетные значения вязкости yl,t
отклоняются от экспериментальных на 1,7—2% для
концентраций масла от 75 до 95%. Результаты
расчетов представлены на рис. 1, а.
Взаимная растворимость и температуры
застывания маслофреоновых растворов
определялись экспериментально по методикам,
изложенным в предыдущих работах авторов [2, 7].
Фреон-12 полностью смешивался со всеми
маслами при температурах от 70 до —60°С и
концентрациях раствора 0—100% масла.
Температура помутнения, обусловленная
выпадением парафиновых углеводородов, для
смеси фреона-12 с маслами ХА-23 и ХА-30
была соответственно равна —38 и —34°С.
21

Рис. 1. Вязкостно-температурная зависимость
творов:
фреон-12 — ХФ-12; (— ); фреон-12^— XA-30J
б — фреон-22 — ХФ22-24 ( ); фреон-22 — ХА-30 ( ).
Кривые зависимости температур застывания
смесей фреона-12 и масел нанесены
пунктирными линиями в нижнем правом углу рис. 2.
На рис. 3 приведена плотность раствора
фреона-12 и масла ХА-23.
Результаты расчетов и
лабораторных исследований
показывают, что масла ХА-23 и ХА-30
можно применять для машин,
работающих на фреоне-12, при
эксплуатационных температурах
в испарителе не ниже —30°С, т. е.
несколько выше температуры
помутнения. Маслофреоновая смесь
при этом будет достаточно
подвижной. Температура текучести
масла ХА-30 равна —30,2°С,
растворение в нем 10% фреона-12
снизит ее до —40ч—42°С.
Гораздо сложнее удовлетворить
требованиям применения масел
повышенной вязкости для машин,
работающих на фреоне-22.
Масла ХА-23 и ХА-30
совершенно непригодны для этой цели
из-за высоких критических
температур расслоения (см. рис. 2).
Несмесимость значительно
затрудняет циркуляцию масла в
системе и отрицательно влияет на
теплопередачу. Для обеспечения
полной растворимости на стороне
низкого давления в машинах,
работающих на фреоне-22,
используются синтетические масла. Они
дороже минеральных и освоены
промышленностью в меньшей
номенклатуре. Необходимо
создание синтетических масел
повышенной вязкости и с низкой
температурой застывания,
обладающих удовлетворительными
эксплуатационными свойствами.
В работе Беннета и др. [3]
описаны результаты
лабораторных и промышленных испытаний
минерального нафтенового масла
высокой степени очистки (масло
А) и алкилированного (масло В).
Значения вязкости см. в табл. 1.
На рис. 2 показаны кривые
расслоения этих масел с фреоном-22.
Для сопоставления на том же
рисунке дана кривая расслоения для
отечественного масла ХФ22-24.
Вязкостно-температурная
характеристика масла ХФ22-24
практически совпадает и даже несколько
лучше, чем у масла В. Рассчитанные нами
вязкости растворов ХФ22-24 и фреона-22 показаны
на рис. 1, б. Однако максимум кривой
расслоения смеси фреона-22 и ХФ22-24
значительно выше, чем для фреона-22 и масла В.
маслофреоновых рас-
¦);
22

60
50
40
30
го\
ID
О
-ID
-Z0\
-30
-40
-50\
-60
-70
my
/I
И
I//4
/Г
r
4.
N
5
<2
N
K*
\
2-
/
1
^
-yd
('
у
i
f
FT'
/
7
i
**"~Л
W 20 30 40 50 60 70 80 90 ?„,%
ченной растворимости сложнее, чем при
полной растворимости (фреон-12) или при почти
полной нерастворимости, как в аммиачных
машинах, где удаление масла облегчено тем,
что его плотность больше плотности жидкого
аммиака.
Для машин, работающих на фреоне-22 и
смазываемых минеральным маслом,
неизбежно расслоение на стороне низкого давления,
поэтому большое значение имеет
совершенствование методов возврата масла, особенно из
испарителей затопленного типа.
Итак, подбор и создание новых масел для
холодильной техники, а также весь комплекс
их испытаний должны проводиться совместно
работниками холодильной и
нефтеперерабатывающей промышленности.
й, г/см3
Рис. 2. Кривые расслоения для смесей фреона-22
и минеральных масел (сплошные линии):
/ — ХА-30; 2 — ХА-23; 3 — масла А; 4 —
ХФ22-24; 5 — масла В.
Зависимость температур застывания от
концентрации смесей (пунктирные линии):
/ _ фреон-22 — Х-34; 2 — фреон-12 — ХА-30;
3 — фреон-12 — ХА-23.
Кроме того, зона расслоения значительно
шире по интервалу концентраций.
Из сказанного видно, что все, даже высоко-
очищенные, минеральные масла повышенной
вязкости образуют с фреоном-22 зоны
несмесимости. Поэтому для машин, работающих на
фреоне-22, следует искать новые типы масел.
Применение минеральных алкилированных
масел для этой цели перспективно, так как
изготовление их проще, чем синтетических, они
позволяют значительно снизить критическую
температуру и сузить область расслоения,
сохраняя довольно высокие значения вязкости
при высоких температурах.
То обстоятельство, что повышение вязкости
при высоких температурах, улучшая
эксплуатацию компрессора, одновременно усложняет
возврат масла и ухудшает теплопередачу,
свидетельствует о необходимости проведения
комплекса работ для определения
оптимальных вязкостных характеристик и других
свойств масла для машин, работающих на
фреоне-22. Возврат масла в условиях ограни-
L3
кг
и
L0
0,9
0,8
50Х
-зо°с
т20
-10
\^о
<^зо
|
/ ;
1
|
0§S^v
20
40
60
80 iM,%
Рис. 3. Зависимость плотности раствора фреона-12
и масла ХА-23 от температуры и концентрации.
Если в результате исследований будет
найдено масло повышенной вязкости, пригодное
для холодильных установок с фреоном-22, то
можно предположить, что оно будет пригодно
и для установок с фреоном-12 и аммиаком.
ЛИТЕРАТУРА
1 ВейнбергБ. С. Поршневые компрессоры
холодильных машин. Изд-во «Машиностроение»,
1965.
2. М е л ь ц е р Л. 3. Смазка фреоновых
холодильных машин. Госторгиздат, 1962.
23

3. Bennet R. D., Earthy L. I. V., Hecmatt H.
«The Journal of Refrigeration», 1966, .!№ 9.
4. Новые масла для аммиачных холодильных
компрессоров. «Холодильная техника», 1965, № 3.
5. Schubert R. «Kaltetechnik», 1957, №¦ 2.
6. Lof f ler H. I. «Kaltetechnik», 1960, № 3.
7. Мельцер Л. З., ДремлюхТ. С, С е м e-
н ю к В. А. Экспериментальное исследование
свойств смесей фреона-22 со смазочными
маслами. «Холодильная техника», 1965, № 2.
УДК 536.24
ТЕПЛООБМЕН В ДИНАМИЧЕСКОЙ ИЗОЛЯЦИИ
Доктор техн. наук Н. Н. КОШКИН — Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
При динамической изоляции в порах
изоляционного материала, составляющего твердую
основу, происходит непрерывное вынужденное
движение воздуха (газа) навстречу тепловому
потоку.
Схематически динамическая изоляция
может быть изображена в виде непрерывной
решетки (рис. 1, а). На основании теплового
баланса элемента решетки (рис. 1, б) были
составлены следующие уравнения:
d2t
Хст ^ст —V- dX = а«нр &т -"" /в) dX>
dx2
A)
d2t
хвF* тт dx = авнР Dт — U) dx = cpgB dtB, B)
где
dx2
Act» Ab
теплопроводности стенки
(твердой части изоляции) и
воздуха;
Fст, ^в — относительные площади
поперечного сечения стенки и
воздуха (Fct+^b=1);
^ст, tB — температура стенки и воздуха;
авн — коэффициент теплоотдачи от
стенки к воздуху внутри
элемента;
ср — теплоемкость воздуха;
Яв — удельный весовой поток
воздуха (отнесен к общей
площади изоляции FCT + FB=l)\
р — внутренняя поверхность
открытых пор единицы объема
изоляции.
Принимая
/ Д psx / — Д r psx
обозначая
p1 = ?fift, ^ =*»??, &, = *«?«,
<*вн Р авн Р авнР
получим
М'52 = Л' — А,
b1Asi — B1As = A —A'.
C)
D)
Из уравнения C) следует
j- = bi(i-s*) =
¦ m.
E)
Совместным решением выражений C) и
D) получим характеристическое уравнение:
5з _ п. si.
(- + -)
+
bib2
= 0,
решив которое, найдем уравнение
распределения температур в газовой и твердой частях
динамической изоляции:
tB = A iesx + A 2es*x + A 3es*x + В,
tCT = А; esx + А'2eS2X + А'в е8ъХ + В
или
tB = A,eSiX + A2eS2X + А ,еv + 5,
*ст = Alm1eSlX + A2m2eS2X + Агтге8** + В.
Значения m находим по формуле E).
Для определения постоянных Аи Л2, Л3, В
следует знать температуру воздуха твердой
«=0
////////////77\
innzznznzL
///////////////
EZZZZZZZZZZZZZZ2
UZZZZZZZZZZZZZL
Tzznznmzzzi
Tznzmzzzmz
I
ШШ
5>5
r
4
ШМ1М1Щ
dx
Рис. 1. Схема (а) и элемент (б) динамической изоляции
(положительное направление оси я — по движению
воздуха).
24

части изоляции на границах стенки
динамической изоляции.
В случае достаточно развитой поверхности
теплообмена внутри изоляции (большая
величина р) при конечных значениях gB разности
температур между стенкой и воздухом как на
границах изоляции, так и внутри ее малы.
Если
Я* =fx
ст ''ст
dx 1х=ъ
+ FBXB
'--'«4^-L.+/7-4-zr
dx Jx=b
dtB
dx Jx=0
TO
Qn ?вн — ?р?в (*н *вн) »
что позволяет определить величину теплового
потока от окружающей среды qu и теплового
потока, поступающего в охлаждаемое
помещение, qBH. Таким образом находим нагрузку на
холодильную машину от внешних теплоприто-
ков.
В качестве твердой основы динамической
изоляции рациональны пористые
теплоизоляционные материалы, например торфоплиты,
мипора, пенобетон, древесные опилки,
шлаковая вата и др.
В исходных уравнениях A) и B),
принимая, что теплопередающая поверхность
изоляции, т. е. площадь поперечного сечения
изоляции, равна 1 ж2, получим
где ф — пористость изоляции.
За теплопроводность твердой части
изоляции нельзя принимать теплопроводность
материала изоляции, так как решетка не
является непрерывной. Следует пользоваться
приведенной теплопроводностью,
определяемой с учетом контактных сопротивлений.
Приведенная теплопроводность твердой
части изоляции может быть определена
приближенно, если считать, что отдельные «зерна»
изоляции представляют собой
контактирующие деформированные шаровые тела [1, 2].
Схема тепловых потоков в обычной и
динамической изоляции приведена на рис. 2.
Приведенное термическое сопротивление
выразится уравнением
*>T==_L_in_aL±*_,
nkt b 2a — b
где h
теплопроводность материала «зерен»,
а
Ь = У R*-rl\
R — радиус «зерна»;
Го — линейная деформация «зерна».
4 Холодильная техника № 6
Рис. 2. Схема тепловых потоков в обычной (а) и
динамической (б) изоляции при tH>tBH:
1 — за счет теплообмена между воздухом и твердой
частью изоляции вследствие циркуляции воздуха
(«вихрей»); 2, 5 — за счет теплопроводности
воздуха; 3,6 — за счет теплопроводности через
контакты; 4 — к движущемуся в порах воздуху.
Из расчетных и экспериментальных данных
следует, что приведенная теплопроводность Кст
может быть значительно ниже
теплопроводности материала X твердой основы изоляции.
Так, теплопроводность свинцовой дроби в
воздухе, по опытным данным [3], 0,33 вт/(мХ
X ч • град), в вакууме 0,02 вт/(м • ч • град), что
в 1750 раз ниже теплопроводности свинца,
равной примерно 35 вт/ (м • ч • град). |
Относительная теплопроводность
определяется по формуле
X __ A — ср) X
Хст ^вак
где Явак — теплопроводность изоляции в
вакууме для приведенного примера
при ср = 0,35,
тогда
X _ 0,65
Хт ~ 0,02
35=1140.
Приведенная теплопроводность может быть
также определена анализом процесса
теплообмена в усложненной решетке Киршера
(рис. 3).
Рис. 3. Усложненная
решетка Киршера: /—
ширина решетки; 1\%
12 — большее и
меньшее поперечные
сечения;
Нь Н2 — высота
большего и меньшего
поперечных сечений.
25

На рис. 4 представлена зависимость относи-
к
тельной теплопроводности "зг~ от структу-
Аст
ры материала и и if>, полученная
рассмотрением процесса теплообмена в усложненной
решетке Киршера.
h
а-
ф = .
Нг+Н2
Если при расчете динамической изоляции
пользоваться приведенными зависимостями,
то на основании экспериментальных данных
для указанных выше материалов ^ = 0,15-^0,2.
Таким образом, при прерывной решетке *ХСТ
оказывается значительно ниже Я.
X
Аст I
Рис. 4. Зависимость относи-
\
тельной теплопроводности ~—
J=0,9 Хст
от структуры материала и и г|з.
0,5
Известно, что внутренняя поверхность
открытых пор изоляционных материалов
достигает нескольких сотен тысяч квадратных
метров в кубическом метре изоляции [4].
Проведенные испытания показали, что для
получения наибольших термических
сопротивлений необходимо подавать внутрь изоляции
воздух в количестве 1—2 кг/(м2-ч). Тогда при
среднем значении ср = 0,75 скорость
вынужденного движения воздуха будет около
0,001 м/сек.
Исследования Фурнаса, Бернштейна,
Федорова, Чуханова, Шапатиной [2] показали, что
при отсутствии вынужденного движения в
зерновом слое коэффициенты теплоотдачи
имеют малые значения. Поэтому в условиях
динамической изоляции при gB= 1ч-2 кг/(м2 • ч)
величина авнр будет значительно меньше р.
Как показали результаты обработки
экспериментальных данных, при расчете изоляции
можно принимать aBHp= A0-f-15) ккал(чХ
Хград).
При принятых малых скоростях
вынужденного движения воздуха и тонких каналах пор
теплопроводность воздуха внутри
динамической изоляции, очевидно, близка к
теплопроводности неподвижного воздуха.
В обычных условиях (см. рис. 2, а) при
отсутствии вынужденного движения воздуха
тепло через изоляционный слой передается за
счет теплопроводности твердой части
изоляции через контакты «зерен», теплопроводности
воздуха и циркуляции его в порах «вихрей»,
способствующих теплообмену между
воздухом и твердой частью изоляции. Этот
теплообмен при развитой поверхности пор и
больших термических сопротивлениях контактов
может играть значительную роль в
теплопроводности материала.
В динамической изоляции (см. рис. 2, б) в
результате вынужденного движения воздуха
навстречу тепловому потоку нарушается
естественная циркуляция воздуха в порах
(«вихри»), способствующая теплообмену. К тому
же воздух воспринимает тепло от твердой
части изоляции. Таким образом, увеличивается
термическое сопротивление изоляции и
уменьшаются тепловые потоки внутри нее.
Расчеты и эксперименты показали, что при '
использовании одного и того же
изоляционного материала в обычных условиях и в
качестве твердой основы динамической изоляции
тепловые потоки в последнем случае
уменьшаются на 15—20% и более, несмотря на
увеличение температурного перепада на наружной
(теплой) стороне изоляции. Поэтому
независимо от температурного уровня можно снизить
расход энергии на холодильные машины при
одних и тех же разностях температур на
наружной и внутренней сторонах изоляционного
слоя.
При инженерных расчетах нужно исходить
из следующих положений.
К наружной (теплой) поверхности
изоляции охлаждаемого помещения от внешней
среды поступает тепло qH (рис. 5). Часть его вос-
Рис. 5. Тепло- и массообмен в динамической изоляции
(положительное направление оси х — по движению
воздуха).
26

принимается воздухом внутри изоляции и
выносится в окружающую среду. Внутрь
охлаждаемого помещения поступит меньшее
количество тепла gw Оно в свою очередь будет
воспринято воздухом помещения для нагревания
от начальной температуры tR (температуры
воздуха при поступлении в охлаждаемое
помещение), до внутренней температуры
помещения ^вн, которая при авн= °° может быть
принята равной средней температуре в
охлаждаемом помещении.
Количество тепла, проходящее в единицу
времени через произвольное сечение изоляции
и отнесенное к единице площади поперечного
сечения изоляции, будет
^х dx
где Q — коэффициент пропорциональности
(определяется опытным путем),
ккал/ (м -ч•град).
Очевидно, что коэффициент Q по
физическому смыслу отличен от теплопроводности в
обычном понимании, -так как суммарно не
только характеризует теплопроводности Хв и
Хст, но и зависит от авн, а также от величины р
и разности температур между воздухом и
твердой частью изоляции внутри изоляции.
Поэтому величина Q может быть названа
динамической теплопроводностью.
Так как
Ях = Яп— Срё* D — tx\
то
2
d±
dx
= <7н — Срёъ (<н — tx)-
При установившемся состоянии
<7н = cpgB D — Q,
поэтому
Q^- = cpgB (tH - tn) - cpgB (ta — tx\
dx
ИЛИ
&~ = cPgAtx-ta).
dx
После интегрирования определяли толщину
изоляции
Q
CpgB
-In
*п — ^п
На рис. 6 показано изменение
динамической и обычной теплопроводности древесных
опилок по данным испытаний модели камеры,
проведенных в теплоизоляционной
лаборатории кафедры холодильных установок ЛТИХП.
0,06
0,05
ОМ
0,03
ОМ
Я
X
о
6 -
о
—
15 16 , 17
16
19 20 21 Т,ч
Рис. 6. Зависимость динамической Q и
обычной X теплопроводности древесных
опилок от продолжительности испытания т.
Результаты испытаний изоляции
холодильной камеры представлены ниже:
?в, кгЦм* • ч) ^, ккалЦм • ч • град)
Торфоплиты
0,64 0,0321
0,80 0,0314
1,20 0,0345
1,80 0,0340
2,20 0,0350
Пенобетон —
1,93 0,0564
3,14 0,0614
При этом в обычных условиях коэффициент
теплопроводности пенобетона Я = 0,15 ккал/(м*
-ч-град), торфоплит К = 0,064 ккал/(м-чХ
Хград).
Таким образом, динамическая изоляция
изменяет условия теплообмена, сокращает
тепловые потоки от внешней среды и,
следовательно, позволяет сократить расход энергии на
холодильные машины.
Температура движущегося внутри изоляции
воздуха непрерывно повышается до
температуры продуха [5], а относительная влажность
уменьшается, в результате материал твердой
основы динамической изоляции подвергается
непрерывной сушке.
ЛИТЕРАТУРА
1. Некрасов А. А. К вопросу о зависимости
коэффициента теплопроводности дисперсных систем от
внешнего давления. «Журнал технической физики»,
вып. II, ч. X, 1940.
2. Чудно© с кий А. Ф. Теплообмен в дисперсных
средах. Гостехиздат, 1954.
3. Дульнев Г. Н. и др. Метод определения
теплопроводности порошковой и волокнистой изоляции как
функции давления газа-наполнителя. ИФЖ, т. IX,
1965, № 6.
4. Жаворонков Н. М., Аэров М. Э.,
Умник Н. Н. Гидравлическое сопротивление и
плотность упаковки зернового слоя. «Журнал технической
физики», вып. III, т. XXIII, 1949.
5. Кошкин Н. Н. Холодильная камера с
динамической изоляцией. «Холодильная техника» 1962, №2.

УДК 621.565.83
ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ СУДОВОЙ ХОЛОДИЛЬНЫЙ ШКАФ
Ю. Н. ЦВЕТКОВ — Институт полупроводников АН СССР
В 1966 г. в СКВ Института
полупроводников АН СССР изготовлен и испытан
термоэлектрический судовой холодильный шкаф 1 в
виде камбузного стола для разделки пищи,
предназначенный для хранения суточного
запаса скоропортящихся продуктов.
Холодильный шкаф (рис. 1, а и б)
разъемный. Нижняя 1 и верхняя 2 части соединены
болтами. Место стыка уплотнено резиновой
прокладкой, снаружи закрыто планкой 3 из
анодированного алюминия. Теплоизоляция из
пенопласта толщиной 70 мм.
К верхней части шкафа с помощью четырех
клиновых упоров крепится столешница 4 для
разделки пищи. В столешнице есть отверстие
с пробкой для слива воды.
На задней стене шкафа расположены блок
питания и автоматики, преобразующий
трехфазный ток 127 в в постоянный ток низкого
напряжения и поддерживающий заданную
температуру в холодильной камере, штуцера
подвода и отвода проточной воды и ввод
электропитания.
На передней стене шкафа расположен
пульт управления 5 с тумблером включения и
отключения 6 и две лампы 7,
сигнализирующие о подключении электропитания к
холодильному шкафу и о перегреве «горячих»
спаев на термобатареях при отсутствии
проточной воды.
В верхней части холодильной камеры с
правой и левой стороны находятся две
термоэлектрические батареи 8, которые одним концом
крепятся к текстолитовой колодке на передней
стенке, а другим концом (с накидной гайкой)
привинчиваются к штуцеру трубопровода
проточной воды на задней стенке. Там же
расположены клеммы электропитания. Батареи
защищены решетками 9.
В холодильной камере имеются съемные
полки 10 для продуктов, электролампа 11 и
температурный датчик 12.
Техническая характеристика холодильного шкафа
Общий внутренний объем, л 186
Полезный объем, л 170
Средняя температура воздуха в камере при
включенном терморегуляторе, °С 2±2
Напряжение трехфазного тока, в 127
Потребляемая мощность, вт 400
Расход охлаждающей воды, кг/ч 300
Гидравлическое сопротивление в водяных
каналах, м вод. cm 5
Температура окружающего воздуха, °С . . . . 22
Температура воды на входе, °С O-f-30
Удельный приток тепла, ккал/(ч • град) .... 1,6
Габаритные размеры шкафа со столешницей, л*
длина 1,07
высота 0,938
ширина 0,76
Вес, кг 175
Рис. 1. Термоэлектрический судовой
холодильный шкаф:
а — общий вид; б — вид с открытой
дверцей.
1 За основу взят корпус холодильного шкафа с
фреоновым агрегатом ЗИЛ-КХ-240.
28

Конструкция
термоэлектрической батареи. Несущий элемент
термоэлектрической батареи (рис. 2) — сварной
медный теплообменник 1 сечением 18x18 мм
с четырьмя последовательно соединенными
каналами размером 6,5x6,5 мм для
проточной воды. Теплообменная поверхность каналов
0,0312 м2. Вход и выход воды с одной стороны
теплообменника, скорость движения 2 м/сек.
Термобатарея состоит из 104
термоэлементов, ^коммутированных на теплообменнике по
26 шт. на каждой грани. Для увеличения
надежности в работе термоэлементы соединены
параллельно-последовательно.
Ветви термопар 2 сечением 10,5x7,5 мм,
высотой 6,75 мм из тройного сплава и с обеих
сторон залужены припоем BiSb.
Полупроводники коммутированы медными
пластинами 3 размером 16x22x1,5 мм.
Между термоэлементами и коммутационными
пластинами установлены свинцовые
демпфирующие прокладки толщиной 0,5 мм.
Электрическая изоляция термоэлементов от теплообмен-
ных поверхностей по горячей и холодной
стороне осуществляется гофрированными тепло-
переходами 4 размером 22x16x5 мм.
Изоляционной прослойкой служит кабельная бумага
толщиной 70—100 мк. Съем тепла с горячих
спаев производится проточной водой.
По холодной стороне термобатареи
теплообменная поверхность выполнена в виде 26
медных ребер 5 толщиной 1 мм. общей площадью
0,756 м2. Ребра охватывают водяной
теплообменник с термоэлементами с четырех сторон и
придают всей конструкции жесткость.
Эластичные гофры 6 на ребрах компенсируют
тепловые напряжения в термоэлементах.
Термоэлементы и теплопереходы залиты
специальным эластичным герметиком,
защищающим их от попадания влаги.
В торце теплообменника находится планка 7
для крепления к кронштейну и отверстие 8
для установки датчика защиты термобатареи
от перегрева в случае отсутствия проточной
воды. Датчик настроен на температуру 40°С.
Основа тепловой защиты — равноплечий
мост переменного тока, в одно плечо которого
включен датчик защиты —
полупроводниковое термосопротивление типа ММТ-4а. Мост
питается от обмотки трансформатора
напряжением 6 в. Напряжение разбаланса моста,
возникающее при нагреве теплообменника,
достаточно для управления однокаскадным
фазочувствительным усилителем, нагрузкой
которого служит обмотка реле типа РЭС-9.
При срабатывании реле обесточивается
термобатарея, отключается сигнальная лампа
«Включено на холод» и загорается лампа
«Неисправность»,
Конструкция термобатареи рассчитана на
длительную и устойчивую работу в условиях
вибрационных нагрузок.
Техническая характеристика
термобатареи
Занимаемый объем, дм3 6,4
Сила тока, а 42,5
Падение напряжения, в 3,25
Потребляемая мощность, вт . . . 138
Габаритные размеры, м
длина 0,365
ширина 0,112
высота 0,162
Сборка и коммутация
термобатареи. Термобатарею собирали в
специальном приспособлении, позволяющем вращать
теплообменник относительно продольной оси.
Блоки термоэлементов из четырех
освинцованных ветвей полупроводников, коммутационной
пластины и теплоперехода устанавливали на
теплообменник на припое Вуда. При этом
через теплообменник от термостата пропускали
горячую воду с температурой 80—S0°C. Блоки
По А А
Рис. 2. Термоэлектрическая батарея.
29

термоэлементов фиксировали и закрепляли на
теплообменнике во время припайки
специальными рамками с прижимными винтами.
Верхние теплопереходы с коммутационными
пластинами устанавливали также на припое
Вуда.
Собранную термобатарею испытывали на
электрическую прочность
электроизолирующих гофрированных теплопереходов постоягь
ным напряжением 100 и 200 в в течение 8 ч,
устанавливали в приспособление и вакуумиро-
вали 3 ч, а затем заливали эластичным герме-
тиком в вакууме. После полимеризации р€бра
размещали по холодной стороне.
Результаты испытаний. Испытывали
электрический судовой холодильник в камере
размером 2X2X2 м с требуемой температурой
и влажностью воздуха. Средняя температура
воздуха внутри холодильной камеры
измерялась четырьмя медь-константановыми
термопарами.
ъ
20
\
1
11
1
\\*^
\ '
V\
/J
X
ч
к
\_
^•-,
-и—с
»—# ш
> С
_J |
с———>
Э (
г—х
> -о
/ 2 3 4 5 6 ?,Ч
Рис. 3. Зависимость средней
температуры внутри холодильной камеры от
времени работы с отключенным
терморегулятором (Gw=300 кг/ч) при
tw и гв v соответственно:
/ — 28,7; 26,7; 2 — 21,8; 25,2; 3 —
14,3; 21,7.
В процессе испытания определена
зависимость средней температуры внутри
холодильной камеры (без загрузки продуктами) от
времени работы при различной температуре
проточной воды на входе и построены
графики изменения средней температуры при
выходе на режим (рис. 3) и минимальной
температуры внутри камеры (рис. 4).
Рис. 4. Зависимость минимальной
температуры внутри холодильной
камеры от температуры воды на входе
(GM = 300 кг/ч).
Зависимость коэффициента рабочего
времени от температуры воды на входе
представлена на рис. 5. Терморегулятором
поддерживалась средняя температура в камере 1±1°С.
Рис. 5. Зависимость коэффициента
рабочего времени от температуры
воды на входе (Gw = 300 л/ч).
Время выхода на режим при загрузке камеры
продуктами (общий вес 23 кг) с комнатной
температурой при t™ =1ГС составило 3 ч,
а коэффициент рабочего времени 0,762.
Надежность работы холодильного шкафа в
условиях вибрации проверяли на однокомпо-
нентном стенде в течение нескольких часов в
рабочем состоянии.
Судовой холодильный шкаф работает
бесшумно.
Серийное производство намечено
организовать на заводе «Термоэлектрогенератор» в
г. Правда Московской области.

УДК 621.565.83
Расчет термоэлектрических охлаждающих термостатов
со статическим регулятором температуры
Д. А. ТАИЦ, В. Г. КАРПОВ
Термоэлектрические термостаты широко
применяются в электронике, биологии,
медицине, сельском хозяйстве [1, 2]. В большинстве
случаев при необходимости точной
стабилизации температуры термоэлектрические
термостаты снабжаются статическими
регуляторами. Последние обеспечивают более
стабильную, чем релейные системы регулирования,
температуру и отличаются простотой по
сравнению с астатическими или другими типами
непрерывных регуляторов.
Термоэлектрический термостат со
статическим регулятором характеризуется высокой
чувствительностью к изменению температуры
Т окружающей среды, а также среды,
находящейся в тепловом контакте с наружными
спаями термобатареи. Изменение Т вызывает
отклонение температуры 6^ в зоне датчика
регулятора. Величина и характер статического
отклонения 8t являются составляющими
точности поддержания температуры всего рабочего
объема термостата и служат основными
величинами при проектировании.
Ниже приводится метод анализа 8t.
Из известных зависимостей [1]
Q = n\*IT0-±-PR-K{T-T0)\,
a = n[/R + a(T-T0)]
можно получить
Q = *-±u-?-R-nM*K{T- T0), A)
где
M"Y'+h{T+T-)--
Т и Т0 — температуры горячих и холодных
спаев, принятые равными
соответственно температуре
окружающей среды и температуре внутри
термостата.
При использовании пропорционального
статического регулятора напряжение,
подаваемое на термобатарею,
и = АЧ B)
где А — статический коэффициент усиления
регулятора, в/град.
Выражение B) описывает
пропорциональное регулирование напряжения от значений
w = 0.
В установившемся режиме удовлетворяется
равенство
Q = W+q, C)
где W — мощность источников тепла в
объеме термостата, вт;
q = Q(T—Г0) — установившийся тепловой
поток через термоизолирующее
ограждение термостата, вт;
Q — коэффициент теплопередачи
ограждения, вт/град.
Из уравнений A), B), C) следует
А А
X т/У*7? 2М>К(Т-Т0) ш 2(W+g) ^ D)
Выражение D) иллюстрирует характерную
особенность термоэлектрического термостата.
При изменении Т меняются энергетические
характеристики термобатареи. Термобатарея
находится в хорошем тепловом контакте с
окружающей средой и изменение Т приводит к
немедленному изменению Ы, так как в уравне-
нии D) изменяются все члены, кроме ——.
п
Однако тепловой баланс и поток тепла в
термостате изменяются со значительным
запаздыванием. Перераспределение тепловых
потоков становится заметным только после того,
как тепловая волна, вызванная отклонением
Т, пройдет всю толщу изоляции и начнется
перераспределение температурного поля на
внутренней стенке термостата.
Промежуток времени между внезапным
изменением Т и началом изменения q в
современных термоэлектрических термостатах
составляет несколько часов (см. пример,
приведенный ниже). После того как начнет расти
или снижаться тепловой поток, вновь начнет
изменяться и величина статического
отклонения 8t, которое затем устанавливается на
новом уровне, если температура, изменившаяся
от Т до Т\ в дальнейшем остается постоянной.
31

Таким образом, при изменении наружной
температуры можно наблюдать две стадии
изменения статического отклонения. Первая
стадия, вызванная изменением разности
температур, при которой работает термоэлектрический
тепловой насос — термобатарея, происходит
одновременно с изменением температуры
окружающей среды
пТт' , nR
А
St?c\ ,
Ы1 = ЫТ-
X
X
/(?
2 2М2К(Т'—Т0)
R
2(W + g)
Rn
где q — установившийся тепловой поток при
температуре Т,
6tT — статическое отклонение согласно
уравнению D) после длительной работы
термостата при температуре окружающей среды Г.
Вторая стадия изменения б/ начинается в
момент прихода тепловой волны в
охлаждаемый объем термостата и прекращается после
полной перестройки температурного поля в
изоляции
8/,
:5/т__^ + _^х
v-i/ (aT'\2 2M?K(T'—T0) 2(W+q')
хV \т
где
R
q' = Q(T'-T0),
Rn
•Ыи
При проектировании термостата для оценки
величины статического отклонения удобно
использовать графические характеристики
(статическую диаграмму термостата, рис. 1).
Диаграмма построена в координатах 8t, Т.
На график наносят кривые а по уравнению
D). Каждая кривая относится к значению
тепловой нагрузки на одну термопару
N==q+W_
п
Весь диапазон изменений N вполне
достаточно разбить на шесть—восемь участков. На
кривых а следует отметить точки,
соответствующие уравнению
N--
W+Q(T—T0)
Соединив эти точки, получим кривую
установившегося значения отклонения для
длительного пребывания при температуре Т
(кривая в). При изменении окружающей
термостат температуры от Т до V сразу же
наступает первая стадия изменения 6^.
Рис. 1. График для расчета термостатов со
статической системой регулирования и
На диаграмме эта стадия отражается в
виде перемещения 8t по кривой N2 от точки 0 до
точки /. Статическое отклонение в зоне датчика
будет соответствовать точке 1, пока тепловая
волна не проникнет сквозь термоизоляцию.
После этого Ы начнет снова изменяться вдоль
ординаты, соответствующей Т\ и к моменту,
полной перестройки температурного поля
будет соответствовать равновесному состоянию в
точке 2 на кривой в.
При обратном изменении температуры от Т
до V характер изменения Ы будет такой же:
вначале от точки 2 до точки 3 по кривой а, а
потом медленно от точки 3 до точки 0.
Если при изменившейся температуре
термостат находится недолго, то вторая стадия
изменения 8t может не наступить. Колебания
температуры в районе датчика будут
описываться одной из кривых а.
Таким образом, предложенная диаграмма
позволяет оценить точность поддержания
температуры в зоне температурного датчика при
изменениях температуры окружающей
среды Т.
Диаграмма на рис. 1 построена исходя из
использования статического
пропорционального регулятора, однако на практике часто связь
б/ и и не выражается прямой линией. В этих
случаях ее нетрудно построить графически.
Построение статической диаграммы
несколько видоизменяется (рис. 2). В правом
квадранте наносятся кривые а в координатах и, Т
по формуле
и = паТ—п#Х
X
уТтТ-тК^-^-'-П
32

Кривая в строится так же, как и в
предыдущем случае. В левом квадранте наносится
кривая и = 1(Ы).
Колебания 6^ определяются так же, как и на
диаграмме рис. 1, но с переносом б/ на ось
абсцисс левого квадранта по кривой u=f(8t).
Описанный метод использовали в СКВ
полупроводниковых приборов для расчета
стабильности при проектировании
термоэлектрических термостатов для различных сочетаний
тепловой нагрузки и изменений температуры
окружающей среды.
щш^^ка*/('Л.
.«т 1—, L—X.
\
кг
1
)
л,
L
1161
20А
18 А
¦¦"— /С и
D-
12-
Ю-
— а -
\ 6'
\ й '
, X
Ф
Lrfi, i i i i i~i )
// J
ЦЧ1
///
1 ) i t * ~—
St."С 07 06 0,5 Q4 0.3 0,2 OJ 296 301
316 Г/Л
Рис. 2. Пример расчета термостата емкостью 160 л
со статической системой регулирования при
непропорциональной зависимости u=fFt).
Устройство термостата показано на рис. 3.
Термоэлектрический блок состоит из 4
термобатарей по 63 термопары в каждой. Сечение
термоэлемента 8X13, высота 3,8 мм.
Толщина термоизоляции камеры 70 мм,
материал пенопласт. Воздух в камере
прокачивается центробежным вентилятором вдоль
холодных спаев термобатарей. Мощность,
потребляемая вентилятором, 55 вт.
Точка термостабилизации 296°К. Изменение
температуры окружающей среды от 305 до
31ГК со скоростью 1,2 град/мин привело к
изменению температуры в зоне датчика 8t\ на
0,08°С. Температуру измеряли медь-константа-
новыми термопарами при помощи микровольт-
ампервеберметоа типа Ф-18 с точностью от-
Рис. 3. Термостат со статической системой
регулирования:
/ — термоэлектрические батареи; 2, 5 —
вентиляторы для обдува холодных и
горячих спаев; 3 — теплоизоляционное
ограждение; 4 — охлаждаемая камера.
счета 0,00ГС. Температура 311±0,5°К
выдерживалась 20 ч. Начало изменения 6^2
наблюдалось через 4 ч и практически завершилось
через 15 ч. Величина б/г оказалась 0,15°С. Эти
же величины, определенные по диаграмме на
рис. 2, 6*1 = 0,ГС и 6*2 = 0,12°С.
Описанный новый метод расчета дает
возможность быстро определить стабильность
температуры внутри термостата при любых
изменениях температуры окружающей среды.
Метод является полезным при
проектировании холодильных термостатов с точной
стабилизацией, в частности в радиоэлектронике для
кварцевых эталонов частоты, эталонов
напряжения, линий задержки или в биологии
(термостабилизация биологических препаратов), а
также для других лабораторных,
промышленных и бытовых изотермических аппаратов,
приборов и оборудования.
ЛИТЕРАТУРА
1. Полупроводники в науке и технике. Т. II. Изд-во АН
СССР, 1957.
2. К о л е н к о Е. А. Термоэлектрические
охлаждающие приборы. Изд-во АН СССР, 1963.

УДК @84.21)
ФАЗОВЫЕ ДИАГРАММЫ СИСТЕМ ХЛАДАГЕНТ-ВОДА % ХЛАДАГЕНТ - РАССОЛ
Канд. техн. наук В. И. КОСТЮК — Всесоюзный научно-исследовательский и проектно-конструкторский
нефтехимический институт, В. Н. КОЛОСОВ — Институт газа АН УССР,
А. С. ЧЕПЦОВ — Институт общей и неорганической [химии АН УССР
Способность некоторых веществ в контакте
с водой и водными растворами при
определенных условиях образовывать
кристаллогидраты — комплексы, состоящие из молекул гид-
ратообразующего хладагента и молекул
воды, учитывается и используется в
холодильной технике, на транспорте, при хранении и
переработке углеводородных газов,
опреснении соленых и солоноватых вод и др. [1—3]. В
этой связи важное значение имеет знание
фазовых диаграмм систем хладагент—вода или
хладагент—водный раствор соли.
Рентгеноскопический анализ показывает,
что простые гидраты образуют следующие
решетчатые структуры [4, 5].
Структура I. Элементарная ячейка
гидратов состоит из 46 молекул воды,
заключенных в две почти сферические полости со
свободным диаметром 5,2 А и шесть больших
слегка сплющенных полостей, имеющих
свободный диаметр около 5,9 А. Считают, что
малые молекулы гидратообразователей могут
заполнять полости обеих форм. В этом случае
наблюдается идеальный состав из 46:8 = 53/4
молекул воды на молекулу гидратообразова-
теля.
I переходная структура. Гидрато-
образующие хладагенты с молекулами
размером 5,2А—5,9А могут заполнять лишь шесть
больших полостей. Получается состав 46:6 =
= 72/з молекулы воды на молекулу гидратооб-
разователя.
Структура II. Элементарная ячейка из
136 молекул воды, которые образуют восемь
полостей со свободным диаметром около 6,9 А
и 16 полостей с диаметром около 4,8 А. Гид-
ратообразующий хладагент с молекулами
размером 5,9—6,9 А может заполнить только
восемь полостей. При этом получается
Структура
I
I переходная
Максимальный
размер
молекулы гидрато-
образующего
о
хладагента, А
5,2
5,9
6,9
Таблица 1
Число молей
воды на моль
хладагента
53/4—б1/2
6V2-10V5
15—18
Теплота
образования
гидрата,
шал\моль
14,7±0,3
18,4±2,4
31,5±2,5
136:8=17 молекул воды на молекулу
хладагента.
Экспериментальные данные по составу
гидратов в большинстве случаев подтверждают
изложенное, однако предельное заполнение
полостей не является необходимым для устой- *
чивости решетки и, следовательно, отношение
числа молей воды к молю агента может
превысить теоретические значения.
В табл. 1 приведены полученные
экспериментально некоторые свойства гидратов в
зависимости от структуры [5, 6].
Фазовые диаграммы систем хладагент — вода
На рис. 1 представлены имеющиеся в
литературе фазовые диаграммы систем
хладагент—вода в координатах -— —, lgP.
Фазовая диаграмма системы
хладагент—вода (см. рис. 1) имеет четыре характерные
области, образовавшиеся при пересечении линии
конденсации хладагента (пунктирные линии)
и границы существования гидратов
(сплошные линии). Выше линии конденсации
хладагент находится в жидком состоянии, ниже —
в газообразном. Слева от границы
существования гидратов гидраты есть, справа — нет.
Точка пересечения линии конденсации
хладагента и границы гидратообразования —
единственная точка на диаграмме, в которой
возможно сосуществование всех фаз: жидкий
хладагент, пары хладагента, гидраты и
вода, и характеризуется критическими темпе*
ратурой и давлением.
Значение указанных параметров для
некоторых хладагентов приведено в табл. 2.
В области жидкого хладагента граница
существования гидратов проходит по изотерме
t=\tKV. Рассмотрим положение границы
гидратов в области газообразного хладагента. Гра*
ница существования гидратов для систем газо*
образный хладагент — вода (см. рис. 1)
может быть представлена уравнением.
Ig/WC-A, A)
где В и С — постоянные.
При равновесном фазовом переходе
вещества соблюдается зависимость, выраженная
34

Р,ата
уравнением Клапейрона—Клаузиуса:
r = AT—LV,
dT
B)
где г — теплота фазового перехода (в
данном случае гидратообразования);
А — тепловой эквивалент работы;
Т — абсолютная температура фазового
перехода;
Р — давление;
AV — изменение объема вещества при
фазовом переходе.
Заменим в уравнении A) десятичный
логарифм натуральным и произведем
дифференцирование. Тогда
0,4343 *L=**L
Р Т2
или
dP
ВР
Под
ние
став
B),
г
dT
0,4343 Г2
ляя выражение для
получим
__ ATBPLV
~~ 0,4343 Т2
_ А
~ 0,4343
•
dP
~dT
В
BPAV
Т
УР
•
C)
авне-
D)
Рис. 1. Фазовые диаграммы системы хладагент—вода в
координатах — —, \gP (для удобства пользования по
1
оси абсцисс вместо значений ¦— нанесены
соответствующие им значения температуры в °С).
Хладагент
Этан (С,Н6)
Пропан (С3Н8)
Нормальный бутан (п-С4Н10) .
Изобутан (i-C4H10)
Фреон-12 (CF2CIo)
Фреон-12 Bl (CF2ClBr) ....
Фреон-21 (CHFC12)
Фреон-31 (CH2C1F)
Фреон-40 (СН3С1)
Фреон-142 (CH3CF2C1) ....
Бромистый метил (СН3Вг) . .
Углекислый газ (С02) ....
Фреон-22 (CHC1F2)
Фреон-11 (CC13F)
Фреон-13 Bl (CF3Br)
Критическая
температура /кр.0 °с
18,30
14,80
5,50
1,50
2,60
12,60
10,00
8,69
17,88
20,40
13,09
14,73
10,00
17,80
8,00
10—12
Критическое
давление
Ркр.0 ата
56,30
34,00
5,63
1,08
1,70
4,53
1,73
1,035
2,93
4,92
2,37
1,565
45,00
8,77
0,57
Т
Структура
I
I
II
II
II
II
II
II
I
переходная
I
II
I
переходная
I
I
переходная
II
II
абл и ца 2
Литература |
[1.2]
[1,2]
[1.2]
[1,2]
[1,2]
[7]
[6.8]
[6]
[6] !
[2]
[6]
[6]
[1.2]
[7]
[9]
[9]
35

Поскольку объем образовавшихся гидратов
ничтожно мал по сравнению с исходным
объемом газообразного агента, вместо величины
А V в уравнение D) можно подставить
величину Уг — молярный объем исходного газа.
Уравнение состояния реальных газов
AVr = z*f, E)
где R — газовая постоянная;
z — коэффициент сжимаемости.
Подставляя уравнение E) в уравнение D),
получим:
г=-*?- = В-^-. F)
0,4343 0,4343 ч ;
Величина г для гидратов данной структуры
постоянна, причем В — тангенс угла наклона
границы существования гидратов системы
газообразный хладагент—вода в координатах
ylgP. Иными словами, все линии
границы существования гидратов в системе
газообразный хладагент — вода для хладагентов
данной структуры должны иметь одинаковый
наклон в координатах — —, lg P . Как
следует из рис. 1, этот вывод хорошо
согласуется с имеющимися экспериментальными
данными.
Таким образом, зная, что данный хладагент
образует гидраты, по величине максимального
размера молекулы можно определить
структуру гидрата, а установив его критическую
температуру гидратообразования либо
координаты любой точки на границе
существования гидратов, можно построить полную
фазовую диаграмму системы хладагент—вода,
приняв в качестве эталона угол наклона (при
равенстве соответствующих масштабов Р и
) линии гидратообразования для уже
исследованных хладагентов данной структуры
в координатах , lgP. Поскольку
теплота гидратообразования для I и I переходной
структуры весьма близка, углы наклона
линий границ гидратов отличаются друг от друга
незначительно.
Фазовые диаграммы систем хладагент —
водный раствор соли
Добавление соли к воде сдвигает границу
гидратообразования влево, причем
равновесные линии гидратообразования в системе
хладагент—рассол параллельны аналогичным
линиям в системе хладагент—вода в
координатах , lg Р[2, 3, 6]. Находящаяся в воде
36
соль снижает активность воды, задерживая
гидратообразование.
Для построения фазовой диаграммы
хладагент—рассол необходимо знать
температурную депрессию критической точки
гидратообразования, определяемую как разность между
критическими температурами систем
хладагент—вода и хладагент—рассол.
Вопросам количественного влияния
содержания соли в растворе на депрессию
критической температуры гидратообразования
посвящен ряд работ [7, 10—12].
В работе [10] при исследовании
гидратообразования в системе пропан—водный раствор
хлористого кальция концентрацией до 30%
вес. экспериментально установлено, что
разность между критической температурой
гидратообразования и температурой замерзания
раствора не зависит от содержания соли и
равна критической температуре
гидратообразования в системе хладагент—вода (в°С):
где iKp ¦— критическая температура
гидратообразования системы хладагент—
водный раствор соли;
ts — температура замерзания раствора;
4ф.о — критическая температура
гидратообразования системы хладагент—
вода.
Анализ результатов исследований ряда
авторов [3, 6, 10] позволил распространить этот
вывод на системы хладагент—водный раствор
хлористого натрия [11]. Депрессию
критической точки гидратообразования для этих
систем при содержании соли в растворе от 0 до
23,1% вес. можно определить по формуле
Л *кР = (+ 0,0209.x2 + 0,478х) ° С, (8)
где х — содержание соли, %вес.
По данным работы [7], в диапазоне
концентрации от 0 до 10% вес. температурная
депрессия составляет @,56±0,013)°С на 1%
хлористого натрия.
Авторы работы [12] для определения
депрессии предлагают уравнение
А/кр=0,06х, (9)
где х — концентрация раствора, г/л.
Были исследованы концентрации раствора
от 0 до 35 г/л.
На рис. 2 приведены кривые для
определения депрессии по данным работ [7, 11, 12]. В
области малых концентраций (до 7% вес.)
все формулы дают удовлетворительное
совпадение, однако, учитывая больший диапазон

Uq3
A
Ы
La '
\
jo W
'id
V
§2
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 f* 15
Содержание соли UaCC, % Sec.
Рис. . Зависимость температурной депрессии от
содержания соли хлористого натрия в растворе, по
данным работ:
А - [7]; О — tH]; П — [12].
исследованных концентраций, формула (8), на
наш взгляд, предпочтительней.
Депрессия равновесной температуры
гидратообразования для системы жидкий
хладагент—водный раствор соли
Д/Ж = Д*
Кр5
A0)
так как в этих системах равновесная
температура гидратообразования равна критической.
Для систем газообразный
хладагент—водный раствор соли депрессия определяется
уравнением
tga
дгг
*кр
Д4о 1-
tgP
(И)
где a
Р
угол наклона линии конденсации
хладагента к оси температур;
угол наклона границы гидратов в
системе газ—вода (рассол) к оси
температур.
Выводы
Структура гидратов определяет угол
наклонна границы гидратообразования систем
газообразный хладагент—вода. Таким образом,
зная тип структуры гидрата, который
определяется максимальным размером молекулы
гидратообразующего хладагента, и
положение линии конденсации этого хладагента,
имея фазовую диаграмму любого другого
хладагента данной структуры, можно по
координатам одной точки на границе
гидратообразования построить полную фазовую
диаграмму системы хладагент—вода.
Определив по уравнению G) критическую
температуру гидратообразования системы,
хладагент — водный раствор соли, можно
построить полную фазовую диаграмму этой
системы.
Приведенные в статье выводы хорошо
согласуются с имеющимися в литературе
экспериментальными данными.
ЛИТЕРАТУРА
1. Зарембо К. С. Справочник по транспорту
горючих газов. Гостоптехиздат, 1962.
2. Handbook of Natural Gas Engineering, 1959.
3. К n о x W. G. et al. «Chemical Engineering
Progress», 1961, № 2.
4. С 1 a u s s e n W. F. «J. Chem. Phys.», 1951, 19.
5. Stackelberg M. V, Muller H. R. «Z. Elektro-
chemie», 1954, vol. 58, № 1.
6. В a r d u h n A. J. et al. «A. S. Ch. E. J.», 1962, May.
7. M a s а о Hashigume et al. «J. Chem. Soc.
Japan, Industr. Chem. Soc», 1964, vol. 67, № 4.
8. В r i g g s F. А., В a r d u h n A. J. «Saline Water
conversion». II sympos. Amer. Chem. Soc. 1961,
1962.
9. W i 11 s t r u с k T. A. et al. «J. Chem. Eng. Data*,
1961, vol. 6, № 3.
10. Костю к В. И., Колосов В. Н.
Критическая точка гидратообразования системы
углеводород — рассол. «Газовая промышленность»,
11964, № 3.
11. К о с т ю к В. И., К о п о с о в В. Н. Условия
гидратообразования в системах холодильный агент-
рассол. «Холодильная техника», 1965, № 6.
12. Павлов Г. Д., М е д в е д е в И. Н.
Исследование процесса опреснения воды
кристаллогидратами пропана. «Водоснабжение и санитарная
техника», 1965, № 10.
УДК 621.594:661.97
СОСТОЯНИЕ ПРОИЗВОДСТВА СУХОГО ЛЬДА И СЖИЖЕННОГО УГЛЕКИСЛОГО ГАЗА В СССР
Канд. техн. наук Т. Ф. ПИМЕНОВА, О. Я. КОНСТАНТИНОВА, А. И. КОЗЛОВСКАЯ
исследовательский институт холодильной промышленности
Всесоюзный научно-
В СССР сухой лед применяется для
торговли мороженым и различных технических целей
в качестве промежуточного холодоносителя.
Сжиженный углекислый газ (С02)
используется для пищевых целей (газирование воды), в
сварочном и литейном производстве.
О динамике производства сухого льда и
сжиженного С02 можно судить по рисунку.
За 25 лет производство сухого льда
увеличилось в 13, сжиженного С02 в 10 раз, за
последние 5 лет — каждого из них в 1,7 раза.
В 1965 г. было выпущено 38,3 тыс. т сухого
льда и 140,061 тыс. т сжиженного С02. Из них
60,024 тыс. т — сухоледными цехами, 80,037
тыс. т — цехами сжиженного С02.
В настоящее время спрос на эти виды про-
37

t —~f
0 I
ты cm/год
100000
50000
mo
№5
4950
mo
mo
Соды
Динамика производства сухого льда и сжиженного
С02 в СССР:
• — сжиженный С02; о — сухой лед.
дукции значительно превышает их
производство. В 1965 г. удовлетворено только 75%
потребности в сухом льде и 69% — в
сжиженном СО2.
Сухой лед и сжиженный С02
вырабатывают 178 заводов, из них 7 — сухой лед, 109 —
сжиженный С02 и 62 — сухой лед и
сжиженный С02.
В СССР производство сухого льда и
сжиженного С02 организовано на базе
специального сжигания топлива и утилизации
отходящих газов химических, нефтеперерабатываю^
щих, гидролизных и спиртовых заводов. В су*
холедной промышленности по мощности и ко*
личеству предприятий обе группы примерно
равны.
В производстве сжиженного С02 69%
мощности приходится на спиртовую
промышленность.
За 25 лет мощность заводов сухого льда
увеличилась в 18,5 раза, за последние 5 лет —
в 2,3 раза.
Рост мощностей значительно опережал
увеличение выпуска продукции, что объясняется
неполным их использованием, особенно на
предприятиях химической и гидролизной
промышленности (табл. 1).
Так, в 1965 г. в этих отраслях мощность
заводов сухого льда с учетом выработки
сжиженного С02 была использована на 53,4%,
при этом лучше (81,31%) — мощность цехов,
работающих на базе специального сжигания
топлива, и хуже C0%) — на отходящих газах.
Таблица 1
п
Исходное сырье
Утилизация бросовых газов
химических производств
нефтеперерабатывающих
заводов
масло-жировых заводов
1 гидролизных заводов . .
| спиртовых заводов . . .
Естественные источники зем-
1 ли
1 Итого
1 Топливо:
топливо
| утилизация абсорбентом
бросовых газов
химических производств

нефтеперерабатывающих заводов ....
известково-обжигатель-
! доменных печей . . .
Количество цехов
4
1
2
7
23
37
25
1
1
3
2
32
Цехи сухого льда
"установленная
мощность,
т{сутш
1*
§? 1
40,3
2,2
9,4
61,4
85,5
198,8
149,0
4,8 |
20,0
12,3
5,2
по
сжиженному 1
COs
92,6
5,06
21,62
141,22
196,65
457,15
[141,96
J
фактическая выработка,
т!год
о
h
1599
92
630
428
3277
6026
28630
351
1474
946
870
191,3 | 141,96 |32271
So
So
3058
1734
982
8866
18832
33472
17071
1456
699
3364
3962
|26552
суммарная
в
пересчете на
сжиженный
со2 1
4337
1807
1134
9208
21453
37939 1
39975
1736
1878
4120
4658
использование
мощности по
суммарной
производительности в
пересчете на
сжиженный С02, %
15,61
119,6
17,5
21,7
43,6
30,0
[ 81,31
Цехи сжиженного С02 I
ю
о
X
о
я
о
со
о
О)
в*
к
°
« 1
3
1
7 !
75
1
87
19
1
2
| 52367 | 81,31 | 22
69 |390,1 1 599,11 J38297 J60024 1 90306 1 53,37 1109
о?
к
• я *
а> л „.
1=3 н 3
и и ье
о о к
я я F
«в Я -л
н я о
?§?
6
1,0
86,4
302,7
4,8
D00,9
104,7
2,8
6,9
114,4
фактическая
выработка
сжиженного С02, т'год
1816
8
10240
38444
429
150937
26354
927
1819
129099
[515,3 J80037
О)
Я 1
со s
о н
т о 1
л о
° КГ
124
2,7
39,5
50,8
29,8
1 48,6 1
83,9
по,з
87,9
84,7
1 57,54
38

Низкий коэффициент использования
мощностей обусловлен тем, что половина заводов
C5 из 69) вообще не производила сухого льда.
Некоторые из них были недавно введены в
эксплуатацию и находились еще в стадии
освоения (Краснодарский химкомбинат, Хорский
лесокомбинат, Костромской спиртозавод,
Куйбышевский завод синтетического каучука, Ру-
ставский химкомбинат, Ионавский завод
азотных удобрений).
Несколько заводов выпускали в больших
количествах жидкий С02, но не производили
сухого льда (Лисичанский химкомбинат,
Лохвицкий и Мариинский спиртозаводы, Ново-
Краматорский и Нижне-Тагильский метком-
бинаты).
Спиртовые цехи летом не вырабатывали
сухой лед, так как они или не обеспечивались
сырьем или останавливались на капитальный
ремонт, а накопительных емкостей, как
известно, на заводах нет.
Практически хорошо использовали
мощности только заводы, работающие на базе
специального сжигания топлива и имеющие
постоянного потребителя.
Аналогичное положение имеет место в
производстве сжиженного ССЬ, где заводы,
работающие на отходящих газах, загружены на
49%, а на базе сжигания топлива — на
85,9%.
Выработка сухого льда и сжиженного СОг
в отдельных отраслях показана в табл. 2.
Заводы сухого льда находятся в ведении
11, а сжиженного С02 — 6 министерств.
Только одно Министерство торговли, где сухой лед
идет на нужды торговли мороженым,
производит 67% сухого льда. Пищевая
промышленность при такой же установленной сухоледной
мощности вырабатывает 15% всего сухого
льда.
Более 50% сжиженного С02 производится
предприятиями Министерства пищевой про*
мышленности СССР.
Размещение химических, гидролизных и
спиртовых заводов вдали от пунктов
потребления при отсутствии специальных
транспортных средств (контейнеров) для перевозки
сухого льда мелкими партиями крайне
затрудняет его реализацию. Во ВНИХИ разработаны
рабочие чертежи контейнеров на 100, 500,
1000 и 1500 кг сухого льда. Промышленный
выпуск их при наличии в системе МПС
крупных заводов, изготовляющих
железнодорожные контейнеры, не представляет трудностей.
Работу многих заводов тормозит отсутствие
баллонов, являющихся единственным
средством транспортировки жидкого С02.
Автоцистерны ВНИИПТ химнефтеаппарату-
ры и Украинского НИИПищепрома прошли
испытания, массовое изготовление их только
начато. Также обстоит дело с
железнодорожной цистерной ВНИХИ и Уралвагонзавода.
Оборудование действующих заводов сухого
льда, исключая московские и ленинградские,
не отвечает современному уровню техники, а
новые типовые машины и аппараты не
разрабатываются. Не выпускаются углекислотные
Таблица 2
Министерства СССР
Группа цехов сухого льда

Количество заводов

Установленная
мощность,
т\сутки
Выработка, т\год
сухого
льда

сжиженного С02
Группа цехов сжиженного С02

Количество заводов

Установленная
мощность,
mjcymKU
Выработка
сжиженно
го С02,
т\год
Торговли
Пищевой промышленности ,
Химической промышленности ,
Лесной, целлюлозно-бумажной,
деревообрабатывающей промышленности . ,
Судостроительной промышленности . . .
Тяжелого, энергетического и
транспортного машиностроения
Промышленности строительных
материалов . ,
Черной металлургии
Нефтеперерабатывающей и
нефтехимической промышленности .......
Автомобильной промышленности . . . ,
Мясной и молочной промышленности . ,
Итого
13
29
12
98,7
109,0
91,3
37,4
4,4
2,2
2,2
2,2
20
5
17,7
24714
5787
2887
428
514
1473
322
2167
4099
28041
12467
8396
1124
51
1301
699
2973
873
372,9
21,3
86,4
17,0
15,4
2,3
56593
7078
10240
2196
3239
691
69
390,1 I 38297
60024
109
515,3 I 80037
39

компрессоры современных моделей и сухолед-
ные прессы, заводы оснащаются устарелыми
льдогенераторами и т. д. (Только 16 цехов
сжижевного С02 оснащены бессмазочными
компрессорами с графитовыми кольцами мар-
1,6
ки CD-y фирмы «Вурцен», ГДР).
Ряд заводов еще работает на поташе
(Свердловский ацетиленово-кислородный завод,
Пятигорский хладокомбинат, Волгоградский
химзавод им. Кирова, Горьковский винзавод,
Ижевский метзавод, Уссурийский масло-жир-
комбинат, Прокопьевский мехзавод,
Магнитогорский меткомбинат).
Разный технический уровень предприятий и
отсутствие единой технической политики в су-
холедном и углекислотном производстве
нашли отражение в больших колебаниях норм
расхода сырья и материалов и различном
планировании себестоимости. В настоящее время
фактическая себестоимость сухого льда и
сжиженного СОг, вырабатываемых из дешевого
сырья, значительно выше себестоимости этих
видов продукции, получаемых на базе
специального сжигания топлива. Это явилось
результатом того, что калькуляции
себестоимости сухого льда и сжиженного С02,
получаемых из отходов химических,
нефтеперерабатывающих, жировых, гидролизных, спиртовых
производств, предусматривают необоснованно
высокую стоимость сырья.
На Чирчикском электрохимкомбинате, где
сухой лед производится из экспанзерных газов
и стоимость отходов не включается в
калькуляцию, в 1965 г. себестоимость 1 т сухого льда
составила 25 руб. 11 коп., а сжиженного СОг—
21 руб. 11 коп.
Себестоимость же сухого льда и сжиженного
СОг, полученных на базе специального
сжигания топлива, достигала 40—70 руб/т. В 1965 г.
на Мосхладокомбинате № 8 себестоимость
сухого льда и сжиженного углекислого газа
составила соответственно 40,46 и 33,7 руб/т.
Расход сырья и материалов значительно
колеблется даже в одинаковых сырьевых и мощ-
ностных группах. В спиртовых и гидролизных
цехах на тонну продукции относится топливо,
расходуемое на отопление цеха; на
производство 1 г сухого льда списывается 1700—2600 ж3
«бросового» СОг вместо необходимых 680—
850 мг.
В цехах, работающих на базе специального
сжигания топлива, расход газового топлива
колебался от 690 на Московском
хладокомбинате № 8 до 2200 м3/т на Тбилисском
углекислотном заводе. Расход твердого топлива
составляет в среднем 1500 кг/т. На Пятигорском
хладокомбинате, работающем на поташе,
расход топлива также не превышал 1500 кг/т.
В промышленности существуют три оптово-
отпускные цены на сухой лед (90, 130,
210 руб/т) и шесть — на сжиженный С02 A00,
109, ПО, 130, 140, 210 руб/т).
Общесоюзного комплексного
перспективного плана развития производства сухого льда и
сжиженного СОг не существует.
План строительства новых цехов сухого
льда не согласовывается различными
ведомствами. В результате в некоторых городах
запланировано строительство двух цехов сухого
льда (Днепропетровск, Одесса). Планируется
в основном строительство новых цехов,
работающих на базе специального сжигания
топлива.
Централизованным распределением сухого
льда в настоящее время занимаются две
организации: для торговли мороженым — мясорыб-
торги министерств торговли республик, для
промышленных целей — Государственный
комитет Совета Министров СССР по
материально-техническому снабжению, распределяющий
сухой лед только по РСФСР.
Весь сжиженный. СОг, в том числе
вырабатываемый сухоледными цехами, распределяет
Союзглавпищепромсырье Министерства
пищевой промышленности СССР.
В настоящее время производство
сжиженного С02 для сварки, составляющее в общих
ресурсах 25%, планируют министерства, его
производящие, и Государственный Комитет
Совета Министров СССР по
материально-техническому снабжению.
Госплан СССР предложил распространить
этот порядок планирования на весь
вырабатываемый сжиженный С02 и сухой лед, в связи
с чем рекомендует Государственному
Комитету Совета Министров СССР по
материально-техническому снабжению разрабатывать
балансы и планировать распределение всего
вырабатываемого сжиженного С02 и сухого
льда, а министерствам, производящим эти
виды продукции, как и в настоящее время,
планировать их производство.
Правильнее было бы сконцентрировать в
одной организации вопросы распределения
сухого льда и сжиженного С02, а также
вопросы централизованной торговли и доставки
этих видов продукции, главным образом
сухого льда. Предварительно необходимо
организовать производство средств перевозки сухого
льда и сжиженного С02 (контейнеры,
специальные автомашины, авто- и
железнодорожные цистерны, строительство крупных
базовых льдохранилищ, а также хранилищ и обору-
40

дования станций газификации
сжиженного С02).
При правильной организации производство
сухого льда и сжиженного С02 весьма
рентабельно.
С учетом трех различных оптово-отпускных
цен прибыль при производстве сухого льда
колеблется от 34 до 170 руб/т, при производстве
сжиженного С02 — от 20 до 100 руб/т.
Создание новых мощностей для
производства сухого льда потребует затрат примерно
50 тыс. руб/т, для производства сжиженного
С02 — 25 тыс. руб/т. Расходы на строительство
новых мощностей окупятся за 1—2 года.
В связи с намечаемым в перспективе
значительным увеличением производства
мороженого общая потребность в сухом льде возрастет
к 1970 г. до 100 тыс. г в год.
Если в 1965 г. для сварки было
израсходовано 40 тыс. т сжиженного С02, т. е. 28% от
всего производства, то к 1970 г. его потребуется
90 тыс. т. Общая потребность в сжиженном
С02 составит 370 тыс. т в год.
В нашей стране имеются большие резервы
бросовых промышленных газов, содержащих
готовый С02. К 1970 г. ресурсы С02 в
химической промышленности составят 650 тыс. т
в год, гидролизной — 63,5 тыс. т в год,
спиртовой — 564 тыс. г в год.
В настоящее время
научно-исследовательскими работами по производству сухого льда
Канд. техн. наук И. Г. ЛЛЯМОВСКИИ —
На качественные изменения плодов и
овощей при холодильной обработке и хранении
большое влияние оказывают
окислительно-восстановительные процессы, и в первую очередь
дыхание.
В процессе дыхания непрерывно
освобождается энергия, расходуемая на синтез и
распад. Энергия дыхания и интенсивность обмена
веществ тесно связаны.
Однако значительная часть энергии,
освобожденной при дыхании растений, не
используется на внутренние процессы и выделяется
в окружающую среду в виде тепла.
занимается лаборатория сухого льда ВНИХИ,
находящегося в ведении Министерства мясной
и молочной промышленности СССР.
Проектирует цехи сухого льда и сжиженного С02 Гип-
рохолод, подведомственный Министерству
торговли СССР. Подчинение
научно-исследовательской и проектной организаций,
работающих над общими проблемами, разным
ведомствам не способствует быстрому и
правильному решению целого ряда технических проблем.
* * *
В связи с вышеизложенным необходимо
провести мероприятия, координирующие
научно-исследовательские, проектные,
производственные и сбытовые проблемы производства
сухого льда и сжиженного С02.
Назрел вопрос о разработке комплексного
перспективного плана развития производства
сухого льда и сжиженного С02 на ближайшую
пятилетку.
Необходимо в кратчайшие сроки наладить
выпуск углекислотных компрессоров на уровне
современной мировой техники, улучшить
эксплуатацию имеющегося оборудования и
повысить коэффициент его использования.
Следует наладить массовое изготовление
средств перевозки и хранения сухого льда, а
также емкостей для хранения
сжиженного С02.
УДК 634/635
технологический институт холодильной промышленности
Скорость течения физиологических
процессов в плодах и овощах зависит от температуры
окружающей среды.
Для выражения этой зависимости обычно
пользуются температурным коэффициентом
Qio, который показывает, во сколько раз
увеличивается интенсивность дыхания при
повышении температуры на 10°С. Величина Qio
зависит при этом от вида плодов и овощей, их
возраста, состояния, а также температурных
интервалов.
Иногда для характеристики интенсивности
дыхания плодов и овощей используют форму-
ДЫХАНИЯ
ОТ ТЕМПЕ
Ленинградский
ЗАВИСИМОСТЬ ИНТЕНСИВНОСТИ ДЫХАНИЯ И ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЯ ПЛОДОВ И ОВОЩЕЙ
ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ

Средние значения
Плоды и овощи
мг СО,
{кг • ч)
/г,
сор-
Апельсины . . .
Бананы
спелые . . .
зеленые . . .
Виноград
американских
тов
европейских сортов
Вишня
Грейпфрут
Груши
Бартлетт
Рояль
Дыни
Лимоны
Персики
Сливы
Яблоки . .
Земляника
Ежевика
| Клюква
Малина
Смородина черная . .
Бобы
Брюква
Горошек зеленый . . .
Капуста
брюссельская . . .
брокколи
белокочанная . . .
цветная
Картофель
Кресс водяной ....
Лук
репчатый
зеленый
порей
Морковь .......
Огурцы
Пастернак
Перец сладкий ....
Помидоры
зеленые
красные
Салат-латук
Свекла красная ....
Сельдерей
Кукуруза в початках
столовая
Шпинат
Грибы шампиньоны . .
9,1
18,3
15,6
7,6
11,9
14,9
6,4
8,2
13,5
13,1
9,6
20,3
16,2
10,4
38,7
53,3
6,9
63,6
23,6
62,2
15,4
97,4
59,0
84,9
12,5
40,8
8,6
62,0
3,96
1 7,90
6,75
3,29
1 4,89
6,46
2,77
3,55
5,84
5,67 1
4,14
8,79
7,03
4,48
16,75
23,07
2,99
27,53
10,22
26,93
6,67
42,16
25,61
36,73
15,40
17,72
3,74
26,83
9,5
!47,8
j 35,6
I 11,6
16,9
30,5
;31,6
5,9
9,5
36,1
16,8
17,2
73,2
48,2
69,7
4,12
15,30
15,42
3,74
7,31
13,20
13,68
2,57
4,11
15,63
7,27
7,44
31,73
20,86
30,13
0,0733
0,0782
0,0805!
0,1003
0,1277
0,1338
0,0724
0,1675
0,0597
0,12151
0,0718
0,11391
0,1149
0,0932
0,0942
0,1230!
0,0605
0,1345'3,84
0,1903 6,77
2,08
2,19
2,24
2,73
3,59
3,81
2,06
0,1023
0,0840!
0,0852|
0,1035
0,1056
0,0778
0,1004
0,0617
0,1315
0,0668
0,1000
0,1331
0,1319
0,1187,
0,0701
0,0688,
2,78
2,32
2,34
1,95
2,72
3,78
3,74
3,28
2,02
1,99
0,1531! 4, 62
0,1144; 3,14
0,0885
0,0717
0,1014
0,0884
0,1346
0,1056|
2,4а
2,05
2,76
2,42
3,84
2,88
лу Гора, который допускал, что в пределах
между температурой хранения и замерзания
плодов и овощей интенсивность дыхания
может быть выражена экспоненциальной
функцией следующего вида:
P = P0exp(kt),
где Р0
k
(О
плодов и
интенсивность дыхания
овощей при 0°С;
температурный коэффициент скоро
сти дыхания.
Величина k для каждого вида плодов и
овощей постоянна, она характеризует скорость
распада веществ в них и, таким образом,
позволяет судить о сроке возможного хранения.
Если предположить, что величина
тепловыделений пропорциональна интенсивности
дыхания, то зависимость тепловыделений плодов и
овощей от температуры окружающей среды
можно представить аналогичной формулой:
q = q0 exp (kt),
B)
где qo — количество тепла, выделяемое
плодами или овощами при 0°С.
Работой Грина1 установлено, что отношение
количества тепла, определяемого калоримет-
рированием, к теплу, рассчитанному по
выделившемуся углекислому газу, составляет 0,86—
1,27. Следовательно, количество выделяемого
плодами или овощами тепла эквивалентно
интенсивности дыхания.
Применение зависимости A) и B)
ограничено температурным интервалом от криоскопи-
ческой температуры до 40—45°С.
Нами обобщены многочисленные
разрозненные данные по интенсивности дыхания и
тепловыделений различных плодов и овощей и
после статистической обработки сведены в
таблицу средних значений qo, Ль k и Qio-
По формулам A), B) и величине Qi0 можно
с достаточной точностью выразить
зависимость между скоростью дыхания и
тепловыделения плодов и овощей и
температурой окружающего воздуха. А это в свою
очередь позволяет учесть дополнительный
расход холода на отвод тепла дыхания при
холодильной обработке и хранении плодов и
овощей, а также условия газообмена.
1 Green W. P. U.S. Department of
Technical Bulletin, 1941, March, № 771.
Agriculture,

-О
БМЕН ОПЫТОМ
УДК 608.1
РАЦИОНАЛИЗАТОРСКАЯ РАБОТА НА ПРЕДПРИЯТИЯХ
МОСКОВСКОЙ КОНТОРЫ РОСМЯСОРЫБТОРГА
На распределительных холодильниках
Москвы и Московской области, входящих в
систему московской конторы Росмясорыбторга,
за последние годы проведена большая работа
по внедрению новой техники,
совершенствованию технологии и производственных
процессов, автоматизации холодильных установок,
повышению культуры производства.
Реконструированы действующие
предприятия, при этом заменено устаревшее
оборудование, строительно-изоляционные конструкции,
внедрена автоматика.
Экономическая эффективность этих работ
очень велика, а затраты на их осуществление
окупаются, как показал опыт, в течение 2—
3 лет.
За годы истекшей семилетки были
реконструированы холодильники № 1, 5—6, 13,
холодильник Мосрыбокомбината,
хладокомбинат № 8 и ряд других предприятий общей
емкостью 52 600 г.
В результате холодильная емкость
увеличилась на 6000 т, а температурный режим в
камерах хранения мороженых грузов снижен с
—8-^—12° до —18ч—20°С.
Автоматизация холодильных установок на
12 предприятиях по приблизительным
подсчетам дала более 120 тыс. руб. экономии в год.
Значительно возрос объем вырабатываемой
продукции, например мороженого на 66%,
рыбных изделий и сухого льда на 42% и т. д.
Все эти успехи достигнуты благодаря
широкой творческой активности работников
предприятий и внедрению рационализаторских
предложений и изобретений новаторов
производства.
В 1966 г. на холодильниках и
хладокомбинатах конторы было подано 1584
предложения, из них внедрено 1432, при этом
экономическая эффективность составила 313 тыс. руб.
На ряде предприятий проводились
тематические смотры по ликвидации узких мест. Так,
на хладокомбинате № 8 был объявлен смотр
на лучшее предложение по механизации по-
грузочно-разгрузочных работ с сухим льдом.
Особое внимание уделялось обмену опытом
между предприятиями, популяризации
лучших предложений, оказанию помощи по их
внедрению на других предприятиях.
Так, например, для передачи опыта по
наладке и улучшению работы линии ОАМ с
хладокомбинатов № 10 и 7 на холодильники в
Орехово-Зуеве, Ногинске, Коломне были
направлены высококвалифицированные
специалисты-рационализаторы.
Опыт рационализаторов ленинградских
холодильников был использован при
строительстве рыбозавода в Серпухове и
переоборудовании цеха рыбных полуфабрикатов на
холодильнике № 5—6.
На хладокомбинате № 3 было использовано
предложение, поданное на хладокомбинате
№ 7, и изготовлен карусельный станок по
выпечке вафельных рожков. В свою очередь
хладокомбинат № 7 направил своих специалистов
на холодильник № 14 для оборудования цеха
по перетопке масла.
Конструкторские бюро хладокомбинатов
№ 7, 8 и Мосрыбокомбината разработали
документацию более чем на 150 предложений
новаторов.
Рационализаторы цехов мороженого
приняли активное участие в тематической выставке
ВДНХ «Производство мороженого в СССР» и
получили 38 медалей ВДНХ.
Из внедренных в 1966 г. предложений
можно отметить следующие.
— Линия механической подачи теста
непосредственно из тестомесилки в подвесные
ванночки полуавтоматов (механик фабрики
мороженого М. И. Щербаков, мастер Т. С. Окуне-
ва и слесарь В. А. Лихачев —
хладокомбинат № 7). Тесто из тестомесилки подается
насосом в промежуточный бак, а из него по
трубам из нержавеющей стали к четырем
полуавтоматам. На каждом полуавтомате
установлен патрубок с краном и пусковой кнопкой
для включения насоса. Предложение дало
возможность ликвидировать ручной труд и
43

значительно улучшить санитарное состояние
цеха.
— Изменение технологии выработки
топленого масла (начальник маслоцеха Е. П.
Белкина и мастер А. А. Фролова —
хладокомбинат № 7). Масло поступает на сепаратор
непосредственно из плавильной ванны
(ликвидирована операция промывки масла горячей
водой), чем достигается лучшее
обезжиривание и сокращаются сверхнормативные потери
готовой продукции на 0,1%.
— Уменьшение расхода моноэтаноламина
при производстве сухого льда (начальник
завода сухого льда Б. В. Яшков и начальник
котельной Ф. С. Круглов — хладокомбинат
№ 7). На выходе балластного дыма из
абсорбера установлен центробежный осадительный
аппарат — циклон. Предложение дает
годовую экономию моноэтаноламина 6000 кг.
— Приспособление для подъема по пандусу
электромеханизмов с сильно разряженными
аккумуляторными батареями (слесарь
Д. С. Шанаев — холодильник № 9). Это
приспособление позволяет увеличить срок
службы аккумуляторных батарей.
— Конструкция защитных
экранированных дверей в камерах хранения мяса и рыбы
(зам. начальника технологического цеха
В. Е. Баков — холодильник № 9). Такая
конструкция дает возможность лучше
использовать грузовую емкость камер и уменьшить
потери грузов при хранении.
— Установка специального отделителя
жидкости перед абсорбером (начальник завода
А. И. Приходовская и механик П. Ф. Ерош-
кин — хладокомбинат № 10). С помощью
установки можно обеспечить нормальную
эксплуатацию завода сухого льда и сэкономить
моноэтаноламин.
— Эталонный магазин сопротивления
(машинист компрессорного цеха С. С. Беляков —
хладокомбинат № 12). При помощи этого
прибора можно быстро обнаружить
неисправности в телеметрической линии машины АМУР,
а также проверить правильность работы
блоков задатчиков и шкалы измерительного
прибора М-135.
— Модернизация выпрямителя ВКАП для
работы без принудительного обдува воздухом
(гл. энергетик С. С. Бабовский —
холодильник № 12). Укрупнен выпрямительный блок.
В каждом плече фазы 18 параллельных
ветвей. Плечо состоит из 36 селеновых
элементов размером 100/100 мм, которые
группируются в 6 блоков и размещаются
горизонтально в один ряд для лучшего естественного
охлаждения. Практика использования
выпрямителей с укрупненными блоками
подтвердила возможность их работы без
принудительного охлаждения. При переделке выпрямителей
ВКАП и ВСАП желательно ставить более
надежно работающие селеновые пластины.
Небольшое увеличение затрат на селеновые
элементы компенсируется уменьшением
эксплуатационных расходов, связанных с устранением
потребности в электроэнергии на обдув.
Кроме того, при большем числе селеновых
пластин значительно удлиняется срок службы
выпрямителя и к.п.д. повышается до 0,81. На
холодильнике № 12 выпрямители работают без
обдува с сентября 1965 г.
— Автоматический стабилизатор
напряжения в сети освещения (гл. энергетик С. С.
Бабовский — холодильник № 12).
Автоматический стабилизатор напряжения своими
выходными клеммами подключен к панели щита,
питающего освещение, а его входные
клеммы — к общим шинам низкого напряжения.
Стабилизатор изготовляется из обычного
трансформатора типа ТМ-180/3 с вторичным
напряжением 380/220 в. С него снята
высоковольтная обмотка, взамен которой
устанавливают 6 ступеней в продолжение обмотки
низкого напряжения, с разницей
напряжения между выводами по фазе 5,5 в.
Ступени управляются основными и
дополнительными контакторами с помощью ползунко-
вого моторного переключателя, выполняющего
роль следящего устройства. Применение
автоматического автотрансформатора позволяет
значительно увеличить срок службы
электроламп.
— Мембранное реле давления (начальник
компрессорного цеха П. С. Мамонтов и
слесарь М. Г. Ерастов — холодильник № 12).
Реле предназначено для защиты аммиачных
компрессоров при прекращении поступления
воды в рубашку компрессора. Реле может
работать при минимальных перепадах давления
0,1—0,15 атм.
— Новый метод автоматического
взвешивания смеси мороженого в танках (работники
хладокомбината № 8 и Одесского института
ПКИПищепром). Предложение основано на
применении тензометрических датчиков.
Танк устанавливается на четырех
металлических ножках, являющихся сердечниками
электромагнитов, которые имеют по две
обмотки. При изменении веса смеси в танке
меняется магнитная проводимость сердечников
(так называемый тензоэффект), а
следовательно, и величина электродвижущей силы,
которая влияет на обычный уравновешенный
мост и через усилительное устройство на запи-
44

сывающий и показывающий механизмы.
Таким образом, можно в любой момент
определить количество израсходованной и
оставшейся смеси мороженого. Прибор очень точен,
прост и надежен в эксплуатации.
Интересны также и другие предложения, в
частности следующие:
— Оборудование глицеринового охлаждения
в танках для хранения смеси (заместитель
начальника цеха мороженого В. М. Зацепин и
слесарь В. Н. Ильичев —
хладокомбинат № 10).
— Изменение схемы водоподготовки и
подачи воды от артскважины к компрессорному
цеху на холодильнике № 5—6 (гл. ме^
ханик А. В. Мельников и начальник
компрессорного цеха В. П. Быцуков).
— Автоматический учет времени работы
оборудования компрессорного цеха при
комплексной автоматизации (слесари В. А.
Мурашов и И. А. Морозов — холодильник № 5—6).
— Усовершенствование вальцовочной маши-
Как показали наблюдения за работой
станции автоматического регулирования подачи
аммиака к воздухоохладителям трюмов,
воздушно-морозильных шкафов ВМШ-1 и к
льдогенератору Л-250 среднего рыболовно-моро-
зильного траулера, основным ее недостатком
являются пропуски аммиака при закрытых
соленоидных вентилях СВМ-10 и СВМ-15.
Основная причина появления
неплотностей — вредное воздействие аммиака на
уплотнительную резину основного и
вспомогательного клапанов. Наблюдались даже случаи
заклинивания деформированного резинового
уплотнения в седле основного клапана.
Извлеченная из паза дефектная уплотняющая
резина за очень короткий срок увеличивалась
в объеме в два-три раза. Появлялись местные
вспучивания резины и разрывы, через которые
выходят пары аммиака. То же, очевидно,
происходит (возможно без разрывов) и при
отеплении соленоидного вентиля до температуры
окружающей среды во время его выключения.
ны для дробления орехов (мастер
пастеризационного цеха фабрики мороженого С.
А.Маркова — хладокомбинат № 8).
— Автоматизация поддержания
температурного режима пастеризации (слесари
электроцеха Б. Г. Морозов и Б. И. Ходак —
хладокомбинат № 8).
— Копировальное устройство к фрезерному
станку (фрезеровщик механического цеха
В. В. Сулоев — хладокомбинат № 8).
— Аппарат для автоматической подачи
крема с рисунком «Розочка» на мороженое в
стаканчиках (слесари А. Ф. Забелин, В. Г. Ку-
лигин и Ф. В. Трашков —
хладокомбинат,!^ 10).
В настоящее время на всех предприятиях
Московской конторы в честь 50-летия
Советской власти приняты социалистические
обязательства по дальнейшему развитию
рационализаторской работы.
Н. П. СЕРЕДА — Росмясорыбторг
Деформированная резина плотно не прилегает
к седлам вспомогательного и основного
клапанов, что и вызывает нарушение нормальной
работы вентиля.
Большое значение имеет соблюдение правил
монтажа, особенно обеспечение чистоты
системы. В противном случае твердые частицы
попадают на седло клапана и вызывают
задиры, что нарушает плотность закрытия
вентилей.
На конусе сердечников или на внутреннем
конусе стопа находится короткозамкнутый
виток, гнездо которого заделано эпоксидной
смолой. При работе вентиля эпоксидная смола
быстро разбивается, выкрашивается, вызывая
заклинивание сердечника в диамагнитной
трубке и засорение отверстия сервоклапана.
Вышедшие из строя соленоидные вентили
можно исправить. Для этого необходимо
удалить из пазов сердечника и обоймы основного
клапана дефектную резину и расточить пазы,
как показано на рисунке.
УДК 621—52:681.2
О ПРИЧИНАХ ВЫХОДА ИЗ СТРОЯ И СПОСОБАХ
ВОССТАНОВЛЕНИЯ ВЕНТИЛЕЙ ТИПА СВМ
45

Доработка клапанов вентиля СВМ при их
ремонте:
/ — сердечник; 2 — резиновый вкладыш;
(d, к — диаметр и глубина старого гнезда);
3 — заливка припоем или баббитом (D,H—
диаметр и глубина старого гнезда).
Расточенный паз обоймы основного клапана
обрабатывают травленой кислотой и заливают
припоем ПОС-30 или ПОС-60. В стационарных
условиях можно применить заливку баббитом
Б-83, которая выполняется по более сложной
технологии. Поверхность заливки
обрабатывают по размерам, показанным на рисунке.
Специфика работы сердечника (переменное
место касания с седлом сервоклапана из-за
значительного люфта) не позволяет применить
для реставрации вспомогательного клапана
заливку припоями или баббитом. В этом
случае из аммиакомаслостойкой резины
изготовляют новый вкладыш и вставляют его в паз
сердечника на эпоксидной смоле.
Чтобы предотвратить попадание из системы
в вентиль крупных посторонних частиц,
особенно на новых установках, сетку
установленного перед СВМ аммиачного фильтра 20 АФ
следует обернуть тканью.
Растрескавшуюся и осыпающуюся заделку
короткозамкнутого витка можно удалить. Это
не отразится на работе вентилей.
Восстановленные соленоидные вентили
работают надежно.
Заводам-изготовителям следует применять
для вентиля СВМ резину соответствующей
марки. Необходимо также решить вопрос о
замене материала заделки короткозамкнутого
нитка или отказаться от его применения.
Б. Л. НОДЕЛЬ — Керченское
управление океанического рыболовства
тшжжжжжжжжжяяжжжжжтжжА
ЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖА
ГЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖЖл
К СВЕДЕНИЮ АВТОРОВ!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для
разделов «Обмен опытом», «Консультация» — 7 стр. машинописного текста, число
рисунков не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются в статью разборчиво, с указанием прописных и
строчных букв и с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита.
4. В списке литературы к статье приводятся: фамилия и инициалы автора,
название книги, статьи, реферата, диссертации, а также издательство, год издания (или
название журнала, номер его и год выпуска).
5. Рисунки и фотографии прилагаются к статье в двух экземплярах.
Чертежи и схемы выполняются четко карандашом или тушью, согласно правилам
черчения. Представляемые светокопии должны быть ясными. Допустимый наибольший
размер чертежа 407X576 мм.
Подрисуночные подписи печатаются на отдельной странице и прилагаются к
статье.
6. Одновременно со статьей необходимо представлять рефераты. В них
излагается существо статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее
результаты. Таблицы, графики, схемы, цифровые данные и т. д. допустимы лишь в том
случае, если обобщают материал статьи и сокращают текст реферата. Формулы
приводятся только тогда, когда они необходимы для понимания реферата, при этом
изменение принятых в статье обозначений не допускается. Объем реферата не должен
превышать 3Д страницы машинописного текста, отпечатанного через два интервала.
7. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Редакция
журнала «Холодильная техника».

Ййэнсультация
ВОПРОСЫ
Каковы пределы взрывоопасных
концентраций аммиака в воздухе?
Пределы взрывоопасных концентраций
аммиака в воздухе — от 16 до 26,8% объемных.
При нагревании смеси с воздухом до 100°С
границы взрыва расширяются A4,5—29,5%).
Реакция протекает по формуле
4NH3 + 302 = 6H20 + 2N2.
Наиболее сильный взрыв дает смесь воздуха
с 22% аммиака. Максимальное давление
взрыва аммиачно-воздушной смеси около 4,5 ати.
Скорость и давление взрыва резко
возрастают при наличии в системе холодильной
установки опасных неконденсирующихся газов
(водород, метан и др.). В условиях повышенных
давлений растворимость водорода в жидком
аммиаке вдвое больше, чем в азоте. Кроме
того, водород абсорбируется маслом. При
падении давления в регулирующем вентиле
водород снова становится свободным и вместе с
парами аммиака и масла поступает в
компрессор. В этих условиях возможно
понижение нижнего предела взрывоопасной
концентрации, т. е. взрыв от любого источника
зажигания.
В современных аммиачных компрессорах
допускается подогрев аммиака до температуры
не выше 150°С.
В отличие от аммиака, углекислота,
сернистый ангидрид, дихлорметан, окись азота, ше-
стифтористая сера, галогенизированные фрео-
ны-11, 12 и 13, фторуглероды, а также фрео-
ны-22 и 23 невзрывоопасны.
В чем выражается отравляющее действие
аммиака?
Опасные концентрации аммиака в воздухе
вызывают воспаление слизистых оболочек
глаз, желудка, дыхательных путей, изменение
давления крови, возбуждение и угнетение
нервной системы, раздражение лимфатической
системы, спазмы голосовой щели, ожоги кожи.
Каковы порог восприятия аммиака
обонянием и максимально допустимая
концентрация его в воздухе?
и ответы
Порог восприятия аммиака обонянием
0,035 мг/л, максимально допустимая
концентрация при длительном пребывании
0,07 мг/л. При воздействии аммиака
концентрацией 1,5 мг/л в течение 0,5—1 ч возможен
смертельный исход.
В отличие от аммиака холодильные агенты,
содержащие атомы фтора (фреоны-11, 12, 13,
22, 113, 114 и др.), не ядовиты. При объемной
концентрации в воздухе до 20% они не
оказывают вредного действия в течение 2 ч. При
наличии более высокой концентрации
появляются признаки отравления организма в
результате недостатка кислорода.
Какова предельная санитарная норма
присутствия аммиака в воздухе производственных
помещений?
Предельная санитарная норма 0,02 мг/л.
Каковы предупредительные меры от
отравления аммиаком?
На аммиачных холодильных установках
обязательно должны быть противогазы марки
«К», резиновые перчатки и аптечки, которые
необходимо хранить в машинном отделении
в специальном стеклянном шкафу (у выхода).
У входа в машинное отделение, рядом с
дверью, в шкафу должны находиться запасные
противогазы. Кроме того, необходимы два
кислородных изолирующих прибора (КИП-5 или
КИП-7).
Противогазы и перчатки укладывают в
шкафы в количестве, соответствующем числу
рабочих машинного отделения, занятых в одну
смену. Каждый противогаз должен быть
снабжен двумя запасными фильтрами.
Обслуживающий персонал машинного отделения
обязан также иметь противогазы около своего
рабочего места.
Кроме машинного отделения, противогазы
должны быть в прилегающих к камерам
коридорах (вестибюлях), оборудованных
приборами непосредственного охлаждения.
Противогазы следует проверять на
газонепроницаемость не реже одного раза в шесть
47

месяцев. На них должны быть заведены
учетные карточки с указанием даты выдачи,
осмотра, очередной проверки и места хранения.
Аварийная работа в помещениях со
скоплением аммиака разрешается при условии
участия в ней не менее двух человек.
Каковы мероприятия по оказанию первой
помощи пострадавшему?
Пострадавшего выводят на свежий воздух
или в чистое теплое помещение, снимают сне-
го стесняющую дыхание одежду, меняют
загрязненную и предоставляют ему полный
покой.
Делают ингаляцию теплым паром 1—2%-но-
го раствора лимонной кислоты (из чайника
через бумажную трубку), дают крепкий сладкий
чай, кофе, лимонад или 3%-ный раствор
молочной кислоты.
Во всех случаях отравления рекомендуется
вдыхание кислорода в течение 30—45 мин и
согревание грелками.
При раздражениях верхних дыхательных
путей применяют для полоскания 2%-ный
раствор соды или воду.
При удушье, кашле пострадавшего
доставляют к врачу в лежачем положении.
Если в глаза попал аммиак, их обильно
промывают струей чистой воды и надевают
темные очки-консервы. Не следует забинтовывать
глаза и накладывать на них повязку.
При попадании аммиака на кожу сначала
промывают обожженную часть сильной струей
чистой воды, затем опускают в теплую воду
C5—40°С) на 5—10 мин, а в случае
поражения большой поверхности тела делают общую
ванну. После ванны необходимо осушить кожу
прикладыванием хорошо вбирающего воду
полотенца (растирание недопустимо), смазать
пораженный участок мазью Вишневского или
пенициллиновой мазью и забинтовать. Вместо
мази можно использовать сливочное
(несоленое) или подсолнечное масло. Появившиеся на
коже пузыри не вскрывают, а накладывают на
них повязку с мазью.
И. С. БАДЫЛЬКЕС — ВНИХИ
ш
роника
Совещание работников цехов
и фабрик мороженого Украины
В марте 1967 г. во Львове
состоялось созванное Укроптмясорыбторгом
совещание работников фабрик и
цехов мороженого Украины, в котором
приняло участие около 100 человек—
директора, главные инженеры,
начальники фабрик и цехов
мороженого, заведующие лабораториями, а
также работники торговых
организаций, реализующих мороженое.
Совещание было посвящено увеличению
производства, повышению качества
мороженого и улучшению
организации торговли им.
Заместитель министра торговли
УССР тов. А. А. Костинский в
докладе «О мерах по улучшению
организации торговли мороженым»
сообщил, что потребление мороженого на
душу населения в республике
составляет 1,1 кг/год, а в расчете на одного
городского жителя 2,2 кг/год. На
Украине потребление мороженого
меньше, чем в РСФСР, и даже меньше
среднего по СССР. В ряде областей
республики спрос на мороженое,
особенно в летнее время,
удовлетворяется не полностью. Мороженое сюда
завозится из других районов страны,
в том числе из Москвы и
Ленинграда.
Недостаточно развита торговля
мороженым в театрах, кино, парках, на
стадионах и в предприятиях
общественного питания. Мало продается
коктейлей, в которых используется
мороженое.
Докладчик указал на
необходимость значительного улучшения
организации торговли мороженым, в
частности порционным и мягким.
С докладом «О мерах по
увеличению производства, расширению
ассортимента и улучшению качества
мороженого» выступил
управляющий Укроптмясорыбторгом
Министерства торговли УССР тов. В. М.
Максу ев. Он сообщил, что за последние
годы благодаря расширению
действующих и строительству новых
предприятий производственные мощности
по выпуску мороженого в системе
Укроптмясорыбторга значительно
увеличились и составляют в
настоящее время 93 т/смену. В текущей
пятилетке за счет расширения
действующих предприятий производственные
Мощности должны возрасти еще на
6,5 т/смену и за счет нового
строительства на 25 т/смену.
В 1966 г. изготовлено около
35 тыс. т мороженого, план на
1967 г. — 38,3 тыс. т.
Отмечено снижение удельного веса
молочного мороженого в общем
объеме производства. Так, в 1965 г.
молочного мороженого было выпущено
15,4%, в 1966 г. — 12,4%.
Производство пломбира возросло с 21,2 до
25%. Мало выпускается фруктово-
ягодного мороженого.
В 1966 г. мороженого сорта экстра
было изготовлено 96,7%, высшего
сорта — 3,3%.
Докладчик остановился на роли
производственных лабораторий в
деле улучшения качества продукции.
48

указав, что лаборатории должны не
только контролировать качество
мороженого, но и активно вмешиваться
в производственный процесс.
По докладам развернулись
оживленные прения. Выступавшие
обменялись опытом работы, высказали
предложения и пожелания по ее
улучшению.
Заслуживают внимания
предложения о применении пастеризаторов с
вытеснительными барабанами для
ускорения пастеризации смесей
мороженого (Киевский и Днепропетровский
хладокомбинаты), творожно-сырково-
го автомата ОЗК для расфасовки
мороженого (Донецкий холодильник)
и др. Интересен опыт Крымской
конторы Укроптмясорыбторга по
продаже мороженого в сельской местности.
В истекшем году этой конторой
продано на селе около 500 т мороженого.
Нормальной работе предприятий
препятствует недостаток запасных
частей для оборудования, тарно-упако-
вочного материала, а в ряде мест —
и стабилизаторов. На некоторых
предприятиях не хватает вафельной
продукции, главным образом плоских
вафель, вследствие чего имеются
случаи простоя автоматов ОАМ для
выпуска брикетного мороженого. Не
налажено централизованное
производство контейнеров для мороженого. Не
все предприятия в достаточном
количестве обеспечены холодильным
транспортом и сухим льдом, в
торговой сети мало низкотемпературных
прилавков. В крупных городах нет
промежуточных баз для хранения
мороженого перед передачей его в
реализацию. А их нетрудно было бы
организовать, использовав разборные
холодильные камеры, серийно
выпускаемые промышленностью.
Были высказаны пожелания об
организации в составе
Укроптмясорыбторга специального отдела по
вопросам производства мороженого, а
также конструкторского бюро и
мастерских по производству
нестандартного оборудования и инвентаря.
Совещание приняло решения по
обсуждавшимся вопросам.
Руководитель лаборатории
технологии мороженого ВНИХИ канд. техн.
наук Ю. А. Оленев прочел для
участников совещания лекцию «Новое в
технологии производства
мороженого».
Для участников совещания было
организовано посещение фабрики
мороженого Львовского
хладокомбината, где была проведена дегустация
мороженого, изготовленного на ряде
предприятий Укроптмясорыбторга.
Семинар по надежности малых холодильных машин
15—117 марта 1967 г. в
Ленинградском технологическом институте
холодильной промышленности проходил
семинар по надежности малых
холодильных машин. Руководители
семинара — зав. кафедрой торгового
машиностроения ЛТИХП В. Н.
Шувалов и руководитель лаборатории
малых холодильных машин ВНИХИ
В. Б. Якобсон.
С сообщениями выступили:
В. Н. Шувалов (ЛТИХП), Ю.
П.Ильин и Э. В. Я дин (рижский завод
«Компрессор»), В. Е. Соболев и
Г. И. Черняк (Головное конструктор-
ско-технологическое бюро — ГКТБ—
при Минском заводе
электрохолодильников), В. И. Канторович
(Московский специализированный комбинат
холодильного . оборудования) и
И. А. Элькин (Харьковское опытно-
конструкторское бюро холодильных
машин).
В дискуссии приняли активное
участие председатель секции надежности
НТО машпром М. С. Невельсон,
представители Ленинградского и
Московского специализированных
комбинатов холодильного оборудования —
Я. Н. Аршанский и И. М. Гиль,
ЛТИХП — С. Л. Жукоборский,
Ярославского завода холодильных
машин — Э. С. Басе, Мелитопольского
завода холодильных машин —
В. Н. Яковлев, проектного бюро
«Теплотехник» — С. Н. Блиндер и
М. А. Лукаш и др.
На семинаре были рассмотрены
основные понятия и количественные
показатели, а также способы
получения и обработки опытных данных о
надежности малых холодильных
машин и холодильных установок
заводского изготовления (холодильных
шкафов, холодильных
компрессор-конденсаторных агрегатов, открытых и
герметичных компрессоров).
Участники семинара приняли
первую редакцию проекта терминологии
по основным понятиям в области
надежности малых холодильных машин,
включающую разделы: объекты,
состояния и события, свойства и
количественные показатели надежности.
Проект будет рекомендован к
утверждению после внесения уточнений
заинтересованными организациями.
Семинар одобрил направление
работ по исследованию и повышению
надежности малых холодильных
машин, проводимых ВНИХИ
(разработка ГОСТов и ТУ на малые
холодильные машины с включением в них
нормированных показателей качества и
надежности), ХОКБ (исследование и
внедрение способов повышения
надежности малых холодильных
машин), Рижским заводом
«Компрессор» (исследование влияния
вибраций, предельных зазоров и
закономерностей износа трущихся пар
герметичных холодильных агрегатов с
ротационными компрессорами), кафедрой
торгового машиностроения ЛТИХП и
Ленинградским специализированным
комбинатом холодильного
оборудования (ЛСКХО) «Росторгмонтаж»
(исследование влияния химической
стабильности системы герметичных
холодильных машин на их надежность
и долговечность, изучение
адсорбционных процессов в этих машинах),
МСКХО, ЛСКХО, ГКТБ и ВНИИ-
МАШ, проектным бюро
«Теплотехник», Московским заводом
холодильного машиностроения, Ярославским
заводом холодильного
машиностроения (статистические исследования и
разработка мероприятий по
увеличению эксплуатационной надежности
малых холодильных машин).
Семинар показал быстрое развитие
научно-исследовательской работы в
области надежности малых
холодильных машин.

Совещание по вопросам исследования и конструирования
герметичных компрессоров
28 марта 1967 г. состоялось
объединенное заседание комиссии
оборудования для предприятий торговли,
Научно-технического совета
Министерства машиностроения для
предприятий легкой и пищевой
промышленности и бытовых приборов СССР
и секции технической физики, хладо-
энергетики и малых холодильных
машин ученого совета ВНИХИ.
Заседание рассмотрело вопрос о
состоянии и основных направлениях
работ по созданию высокооборотных
C000 об/мин) холодильных
компрессоров.
Начальник СКВ Рижского завода
«Компрессор» В. С. Крылов
информировал о работе СКВ по созданию
ротационных герметичных компрессоров
номинальной . холодопроизводитель-
ностью 220, 280 и 350 ккал/ч со
скоростью вращения 3000 об/мин.
Исследование опытных образцов этих
компрессоров показало хорошие
тепловые, энергетические и акустические
характеристики.
Главный конструктор Харьковского
опытно-конструкторского бюро
холодильных машин И. А. Элькин и
начальник компрессорного отдела
A. Л. Черняк сообщили об
исследованиях основных конструктивных
элементов поршневых герметичных
компрессоров со скоростью вращения
3000 об/мин: клапанов, пар трения,
системы смазки, встроенного
электродвигателя (в частности, вопросов
охлаждения двигателя и определения
его механических характеристик), а
также о борьбе с вибрациями
компрессоров.
Сообщения вызвали большой
интерес, докладчикам было задано много
вопросов.
В обсуждении приняли участие
Л. Е. Медовар (ВНИХИ), Б. Е.
Редкозуб (проектное бюро
«Теплотехник»), Е. В. Ефимова (ВНИИхолод-
маш), председатель комиссии
оборудования для предприятий торговли
B. Б. Якобсон и председатель секции
ученого совета ВНИХИ И. С. Бадыль-
кес.
В резолюции совещания отмечено,
что освоение герметичных
компрессоров со скоростью вращения
3000 об/мин с высокими показателями
качества — основная задача
советского холодильного машиностроения.
Совещание одобрило работу ОКБ
завода «Компрессор» и ХОКБ ХМ по
созданию герметичных компрессоров
C000 об/мин), но подчеркнуло
необходимость увеличить объем работ в
этом направлении, в первую очередь
в области повышения надежности и
долговечности компрессоров.
Особо отмечена необходимость
разработки специализированными
организациями встроенных
электродвигателей и пускозащитной аппаратуры.
В решениях совещания
подчеркивается необходимость организации
регулярного обмена информацией, в
частности высказано пожелание о
проведении в начале 1968 г.
конференции НТО по малым холодильным
машинам.
^3*?^^^^^^^3*?^^
Новые изобретения
Класс 17с, 4/06 МПК F 25d.
№ 187048 (927668/28-13 от 20 октября 1964 г.).
АВТОРЫ ИЗОБРЕТЕНИЯ В. А. СОКОЛОВ,
А. И. БАРБАЛЬ и И. Г. ЦЕЙРИФ.
Заявители Марийский завод торгового
машиностроения и Комбинат прикладного искусства Московского
отделения художественного фонда РСФСР.
Холодильный шкаф.
1. Холодильный шкаф, включающий ряд
последовательно расположенных холодильных секций емкостью,
например 400 л. с электродвигателем, испарителем,
вентилятором и тер мо регулирующим и приборами,
отличающийся тем, что с целью упрощения конструкции путем
унификации объемов смежных секций и длины
продольных элементов шкафа смежные секции соединены
между собой посредством вертикально расположенных
опорных рам, толщина которых равна двойной
толщине стенок шкафа, а холодильное оборудование и термо-
регулирующие приборы смонтированы внутри рамы.
2. Шкаф по п. 1, отличающийся тем, что с целью
создания, в секциях различных температурных режимов
на рамах смонтированы экраны и перегородки,
разделяющие секции.
/ — смежные секции; 2 — опорная рама; 3 — термо-
регулирующие приборы и холодильное оборудование;
4 — экраны.
50

Класс 17b, 5/03 МПК F 25c.
№ 185351 (832160/28-13 от 20 апреля 1963 г.).
Н. Я. ПОНОМАРЕВ, А. А. ВАЙНЕР, А. С. РЕМО.
РОВ, Л. 3. РЕПЛЯНСКИЙ, П. К. САФОНОВ,
А. В. ЩЕРБАКОВ и С. К. КАРЕЛИН. Льдогенератор.
Льдогенератор, выполненный в виде вертикальных
секций, каждая из которых представляет собой две
концентрично расположенные трубы с патрубками для
подвода и отвода хладагента и его паров, двумя
оросителями для подачи воды на внутреннюю и наружную
поверхности секции, отличающийся тем, что с целью
получения трубчатого льда с одновременным
упрощением конструкции один ороситель установлен в центре
секции, второй выполнен в виде кольцевого
коллектора, а патрубок для подвода горячих паров хладагента
снабжен барботером.
/ — оросительная форсунка; 2 — внутренняя труба;
3 — ороситель; 4 — патрубок для подачи паров
хладагента; 5 — барабан; 6 — наружная труба.
Класс 17d, 3/02 МПК F 25f
№ 185941 J1017756/24-6 от 10 июля 1965 г.).
А. М. ВОЙТКО. Вихревой испарительный
конденсатор.
1. Вихревой испарительный конденсатор
холодильного агента, содержащий заключенные в общий кожух
трубы большого диаметра с примыкающими к
наружной поверхности продольными каналами для
конденсации паров хладагента, вентиляторы для подачи
охлаждающего воздуха к трубам, направляющие аппараты
для завихрения воздуха внутри труб и расположенные
по оси труб форсунки для увлажнения воздуха,
отличающийся тем, что с целью повышения интенсивности
орошения воздуха внутри труб форсунки расположены
-равномерно по всей длине трубы.
2. Конденсатор по п. 1, отличающийся тем, что с
целью интенсификации теплообмена путем увлажнения
воздуха с наружной стороны труб над верхней трубой
равномерно по всей ее длине установлены
дополнительные форсунки, а в нижней части каждой трубы
равномерно по всей длине предусмотрены отверстия для
пропускания орошающей жидкости в межтрубное
пространство.
3. Конденсатор по пп. 1 и 2, отличающийся тем, что
с целью повышения скорости увлажненного воздуха в
межтрубном пространстве и улучшения омывания труб
кожух выполнен в виде огибающего трубы листа.
/ — кожух; 2 — трубы; 3 — продольные каналы; 4 —
вентиляторы; 5 — завихряющие аппараты; 6 —
форсунки; 7 — дополнительные форсунки.
Классы 17а, 5; 27с, 7/02 МПК F 25b; F 04d.
№ 186513 A018477/24-6 от 19 июля 1965 г.).
Л. А. АНОХИН, Г. И. ВОРОНИН и Е. М. ЛЕВИН.
Холодильно-газовая машина.
Холодильно-газовая машина для получения низких
температур по обратному циклу Стирлинга,
содержащая компрессор и расширитель с помещенным между
ними регенератором, отличающаяся тем, что с целью
уменьшения габаритов и обеспечения уравновешенности
компрессор и расширитель выполнены в виде винтовых
пар с невступающими в контакт роторами, два из
которых расположены на общем валу с винтовым
регенератором, отделенным от расширителя и компрессора
перегородками с отверстиями, форма их соответствует
профилю пазов роторов и регенератора.
/ — компрессор; 2 — расширитель; 3 — регенератор;
4 — роторы; 5 — общий вал; 6 — перегородки.
51

Класс 17а, 8/01 МПК F 25Ъ
№ 186514 (942418/24-6 от 10 февраля 1965 г.).
О. А. КРЕМНЕВ, С. А. БАЛИЦКИЙ, Э. Р. ГРОС-
МАН и В. Я. ЖУРАВЛЕНКО. Бромистолитиевая
абсорбционная холодильная установка.
Бромистолитиевая абсорбционная холодильная
установка, содержащая генератор с воздушной десорбцией
для выпарки слабого раствора, абсорбер для
поглощения крепким раствором паров хладагента после
испарителя, испаритель для производства холода,
теплообменник для регенерации тепла между крепким и
слабым растворами и циркуляционный насос,
отличающаяся тем, что с целью повышения теплового коэффициента
в контур производства холода включена снимающая
часть холодильной нагрузки — добавочная
бромистолитиевая абсорбционная холодильная машина, в
конденсаторе и абсорбере которой подогревается слабый
раствор, поступающий в генератор.
/ — генератор с воздушной десорбцией; 2 — абсорбер,
охлаждаемый водой; 3 — испаритель; 4 —
теплообменник; 5 — циркуляционный насос; 6 —
вспомогательная бромистолитиевая абсорбционная холодильная
машина; 7 — конденсатор абсорбционной машины; 8 —
абсорбер абсорбционной машины.
Класс 17d, 5/05 МПК F 25f
№ 186517 (937635/24—6 от 5 января 1965 г.).
М. А. СИЛЬМАН. Пароэжекторная холодильная
установка.
Пароэжекторная холодильная установка,
содержащая испаритель для производства холода, главный
1 — испаритель; 2 — главный эжектор; 3 —
конденсатор; 4 — воздухоотделитель; 5 — вспомогательный
эжектор; 6 — дополнительный воздухоотделитель.
52
эжектор для сжатия паров, образующихся при кипении
технологической воды, конденсатор сжатого пара,
воздухоотделитель, встроенный в конденсатор и
охлаждаемый сетевой водой, и вспомогательный эжектор для
отсоса и выброса воздуха в атмосферу, отличающаяся
тем, что с целью увеличения надежности эксплуатации
и уменьшения расхода пара на вспомогательный
эжектор на трубопроводе отсасываемой из конденсатора
паровоздушной смеси перед вспомогательным эжектором
установлен дополнительный воздухоотделитель,
охлаждаемый технологической водой и выполненный в виде
отдельного или встроенного в испаритель
теплообменника.
Класс 17 а, 16 МПК F 25Ь.
№ 186515 A012016/24-6 от 10 июня 1965 г.).
Ю. И. СУХОВ и Ж. И. ПАСЕЧНИК.
Маслоотделитель для компрессионных холодильных установок.
Маслоотделитель для компрессионных холодильных
установок, содержащий разделенный глухой поперечной
перегородкой корпус, в нижней части которого
расположен охлаждающий змеевик для конденсации
масляных паров, насадка из отбойных колец для задержания
капель масла и поплавковый клапан для перепуска
масла в полость над перегородкой, и несущей
ректификатор для выпарки из масла растворенного хладагента,
отличающийся тем, что с целью повышения степени
выпарки хладагента из масла для повышения
эффективности его очистки- перегородка имеет сферическую
форму, а ректификатор выполнен в виде свернутой в
спираль металлической ленты.
/ — корпус; 2 — перегородка; 3 — водяной змеевик;
4 — насадка; 5 — поплавковый клапан; 6 —
ректификатор.
Классы 27Ь, 10; 59 а, 19 МПК F 04c; F 05Ь.
№ 186616 G47750/24-6 от 11 октября 1961 г.).
ЭРНСТ КАТЦОРКЕ (ГЕРМАНСКАЯ
ДЕМОКРАТИЧЕСКАЯ РЕСПУБЛИКА). Устройство для
управления всасывающими клапанами поршневого компрессора
и дозировочного насоса.
Устройство для управления всасывающими
клапанами поршневого компрессора и дозировочного насоса
с регулированием производительности путем перепуска
части заряда из цилиндра при нагнетательном ходе
поршня через подпружиненный всасывающий клапан,
удерживаемый на фазе перепуска в открытом
положении с применением в системе привода электромагнита,
воздействующего на клапан и возбуждаемого при за-

мыкании рабочих контактов распределителя,
отличающееся тем, что рабочие контакты снабжены постоянным
магнитом и установлены по фазе окончания перепуска
для обеспечения кратковременного возбуждения
электромагнита только при закрытии всасывающего
клапана по окончании перепуска, а пружина клапана
нагружает его по оси в сторону открытия и служит для
удержания клапана в открытом положении при
всасывании и перепуске.
/ — всасывающий клапан; 2 — электромагнит; 3 —
рабочие контакты; 4 — постоянный магнит; 5 — пружина
клапана.
•Классы 17с, 3/04; 17с, 4/10 МПК F 25d; F 25d.
№ 187047 A019046/28-13 от 22 июля 1965 г.).
А. И. АЗАРОВ. Холодильный шкаф.
/—4 — упругие элементы; 5 и 6 — упругая лента; 7 —
уплотнитель проема двери.
1. Холодильный шкаф, состоящий из корпуса,
камеры, панели двери, термоизоляции и упругой ленты,
уложенной между отогнутыми краями стыкуемых
деталей, отличающийся тем, что с целью обеспечения
герметичности в местах стыка деталей он снабжен
упругими элементами, расположенными между корпусом и
камерой, а также между корпусом и панелью.
2. Шкаф по п. 1, отличающийся тем, что с целью
упрощения процесса укладки упругой ленты сечение
последней выполнено приблизительно в форме цифры
«8», при этом лента имеет продольный канал,
расположенный в одной из частей 8-образного сечения ее.
3. Шкаф по п. 2, отличающийся тем, что упругая
лента выполнена за одно целое с упругим
уплотнителем проема двери.
4. Шкаф по пп. 1, 3, отличающийся тем, что
упругие элементы выполнены в виде эластичных, например
резиновых, трубок с поперечной перегородкой.
Классы 17а, 5; 62с, 13/01 МПК F 25Ь; В 64d.
№ 187044 (942593/40-23 от 13 февраля 1965 г.).
В. И. СЛОТИН, Б. В. ХАРЛАМОВ, Н. Н.
НИКОЛЬСКИЙ и В. С. ТАРАСОВ. Турбохолодильник воздуха.
Турбохолодильник воздуха, включающий рабочие
колеса турбины и вентилятора, связанные общим
валом, вращающимся в шариковых подшипниках,
установленных в корпусе, имеющем продольные каналы, по
которым проходит охлаждающий подшипник воздух из
приемной камеры, отделенной диафрагмой от полости
/ — подшипники; 2 — приемная камера; 3 — отвер
стие в диафрагме; 4 — каналы.
турбины, отличающийся тем, что с целью обеспечения
надежной работы подшипников турбохолодильника на
всех эксплуатационных режимах в нем приемная
камера через отверстия в диафрагме и систему каналов
соединена с полостью выходного патрубка турбины.
53

щювости
^ ЕХНИКИ
УДК 621.572.002.5D4)
ХОЛОДИЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ ФРАНЦИИ
Группа специалистов Министерства химического и
нефтяного машиностроения СССР в мае 1966 г.
побывала во Франции и посетила ряд ведущих фирм
холодильного машиностроения: «Шантье де Атлантик»,
(«Луара», Париж), «Бриссоно-Йорк» и «Бриссоно-Лотц»
(Нант), «Бронше» («Фрига», Лион и Париж), «Бонне»
(Лион) и пр. Состоялись встречи с представителями
фирм «Лебрен» (Бельгия) и «Карье» («Кэриэр», США).
Специалисты ознакомились с производством
различных видов холодильного оборудования и эксплуатацией
его на предприятиях.
Фирмы выпускают широкую номенклатуру
холодильных компрессоров и аппаратов с большим диапазоном
производительностей, причем многие фирмы
изготавливают одинаковое оборудование.
Качество выпускаемого оборудования высокое.
Строго контролируется соблюдение технологических
процессов и соответствие изготавливаемых деталей чертежам.
Конструкторские и исследовательские бюро, как
правило, невелики, что объясняется широким
использованием материалов ведущих американских фирм.
Компрессоростроение
Для компрессоростроения Франции характерен
переход на единые, максимально унифицированные
компрессоры для аммиака, фреонов-12 и 22.
Компрессоры различаются лишь конструкцией
цилиндровых крышек с водяным (для аммиака) или
воздушным (для фреонов-12 и 22) охлаждением. Компрессоры
всех производительностей непрямоточные, что позволяет
снизить вес движущихся масс и иметь высокое число
оборотоз. Непрямоточная конструкция обеспечивает
возможность регулирования холодопроизводительности, что
является важным.
Ведущие фирмы производят в основном блоккартер-
ные компрессоры открытого типа производительностью
от 15 тыс. до 600 тыс. ккал/ч, одно- и двухступенчатые
на температуры кипения от —50 до 5°С с числом
оборотов 980 и 1450 в минуту.
Фирма «Бриссоно-Йорк» изготовляет в основном
четыре серии компрессоров — W67, V/W95, W125 и 88
(цифры обозначают диаметры цилиндров). Компрессоры серии
Рис: 1. Компрессор фирмы «Бриссоно-Йорк», серия 88:
/ — картер; 2 — крышка картера; 3 — гильза цилиндра; 4 — поршень; 5 — поршневой палец; 6 —
всасывающий клапан; 7 — устройство для регулирования холодопроизводителыности; 8 — ложная крышка с
нагнетательным клапаном; 9 — крышка цилиндра; 10 — шатун; 11 — коленчатый вал; 12 — сальник; 13 —
масляный насос; 14 — масляный фильтр; 15 — нагреватель масла.
54

W67 выпускаются с 3, 6 и 9 цилиндрами, V/W95 —4, б, 8,
12 и 16, W125 — б, 9 и 12, серии 88 — с 2, 4, б, 8, 12 и
16 цилиндрами (рис. 1). Для работы на низких
температурах кипения предназначены одноблочные
двухступенчатые компаундкомпресеоры.
Фирма «Шантье де Атлантик» производит
компрессоры серии 85— 12-цилиндровые, серии 160 —2-, 4-, 6-,
8-цилиндровые (рис. 2). Эта фирма, так же как и «Брис-
соно-йорк», выпускает двухступенчатые компрессоры на
температуры кипения до —45°С (рис. 3).
Компрессоры фирмы «Бронше» несколько меньшей
производительности. Они компонуются на общей раме с
электродвигателем (рис. 4). Компрессоры аналогичных
конструкций изготовляются и другими фирмами.
Все картеры компрессоров, работающих на фреонах,
снабжены встроенной электрогрелкой, которая с
помощью реле температуры поддерживает необходимую
температуру масла в картере. Клапаны у всех
компрессоров пластинчатые, поставляются специализированной
Рис. 2. Компрессор фирмы «Шантье де Атлантик»,
серия FA160M.
Рис. 3. Двухступенчатый компрессор фирмы «Шантье
де Атлантик», серия FA85MC.
Рис. 4. Компрессорный агрегат фирмы «Бронше»,
серия CF80.
фирмой «Гербигер» или изготовляются непосредственно
на предприятиях. Сальники обычные, с металлической
парой трения (сталь по бронзе).
При изготовлении компрессоров тщательно
очищается литье. На отливках нет загрязнений, пригаров и т. п.
Строгое соблюдение технологии и высокое качество
сборки позволяют ограничиться непродолжительной
обкаткой компрессоров на воздухе. Большинство фирм
выполняют все компрессоры в строгом соответствии с
требованиями морских классификационных обществ.
По весовым и энергетическим характеристикам
компрессоры французских фирм близки к отечественным.
Так, например, для машин, работающих на аммиаке и
G
фреоне-22—- = 6-f- \2кг/тыс. ст. ккал/ч при Q0=100-r-
vo
G
-f-30 тыс. ккал/ч; —~- = 4 -f- 6,5 кг/тыс. ст. ккал/ч при
Vo
Qo = 600-М00 тыс. ст.ккал/ч, Ке = 4500-f-4200 ккал/(квт • ч)
(t0 =—10°С, /к = 25°С); для машин, работающих на
G
фреоне-12, —- = 10-Н2 при Q0=1004-20 тыс.
ст. ккал/ч, Ке = 3300-7-3100 ккал/(кет- ч) (/0=—Ю°С,
/К=25°С).
Аппаратостроение
Крупную кожухотрубную аппаратуру изготовляют
фирмы «Шантье де Атлантик», «Бриссоно-Йорк», «Брис-
соно-Лотц», «Бронше». Первые две выпускают также
химическую аппаратуру. Фирмы специализируются на
выпуске конденсаторов для холодильных машин
(испарители импортируются), в основном горизонтальных.
Выпуск вертикально-трубных аппаратов в ближайшее
время будет прекращен в связи с ограниченным сбытом.
Для фреоновой аппаратуры применяются накатные
медные трубки, аналогичные отечественным, с той лишь
разницей, что накатка не сплошная, а с гладкими
участками через 1,0—1,2 м для размещения перегородок.
Коэффициент оребрения около 3,5.
Судовые конденсаторы изготовляются из
мельхиоровых трубок или из латунных с присадкой алюминия.
Аммиачные конденсаторы различные. Фирма «Шантье
де Атлантик» применяет гладкие трубки диаметром
27X3,5 мм, «Лебрен»—сребренные стальные трубки
внутренним диаметром 11 мм с минимальной толщиной
стенки 1,35 мм для общепромышленных установок и 2,5 мм
для судовых. В последнем случае трубки
биметаллические: внешний слой стальной, внутренний из коррозион-
ностойкой латуни с присадкой алюминия.
Для аммиачных и фреоновых аппаратов при
креплении трубок в досках вальцовкой шаги трубного пучка
принимаются (\,25—\,3)dH.
55

На заводах некоторых фирм, например «Шантье де
Атлантик», по соображениям экономии приваривают
стальные трубки к доскам. В этом случае шаг трубок
увеличивается до A,35-М,5) dH. Привариваются трубки
на автоматах аргонно-дуговой сварки.
Крышки аппаратов, как правило, плоские, литые
чугунные или стальные (для судовых установок иногда
выполняются пластмассовыми).
Стальные трубки защищены от действия морской
воды гальванооцинковкой внутренних поверхностей,
трубные решетки — напылением цинка (для аммиачных
аппаратов). Для фреоновых аппаратов трубные решетки
изготавливают из алюминиевой бронзы.
Конденсаторы имеют большие отношения длины
обечайки к диаметру, чем отечественные аппараты, что
несколько снижает их вес. Улучшение весовых
характеристик аппаратов достигается благодаря меньшему
подогреву воды: At у, = 5,0-^-5,5°С (для фреонов-12 и 22) я
A^ = 4,5-f-6,5°C (для аммиака) и большим перепадам
температур 0т = 7-~8°С, для водоюхлаждающих машин
ет = 8ч-10°С.
Весовые характеристики конденсаторов фирмы
«Шантье де Атлантик» следующие. Для фреоновых
машин производительностью от 40 тыс. до 1200 тыс. ккал/ч
(фреоны-12 и 22) удельный вес аппарата 2,8—
1,6 кг/тыс. ккал/ч, а для аммиачных той же
производительности 5,3—4,5 кг/тыс. ккал/ч. Отечественные
конденсаторы характеризуются следующими значениями
указанных величин: для фреона-12 — около
5 кг/тыс. ккал/ч, для аммиака — около 7,0 кг /тыс. ккал/ч.
Широко развито во Франции производство
ребристых змеевиковых аппаратов — воздушных
испарителей и конденсаторов холодильных машин. Ребристая
аппаратура выпускается всеми названными фирмами.
Номенклатуру ее составляют подвесные, потолочные
(рис. 5), настенные, постаментные, распределительные,
канальные воздухоохладители и воздушные
конденсаторы (рис. 6).
Рис. 5. Потолочный камерный воздухоохладитель
фирмы «Фрижерет».
Ребристые аппараты изготовляются из медных
тонкостенных трубок и алюминиевых тонких ребер с
воротничками. Конструктивная особенность аппаратов —
бескаркасное исполнение, делающее их малотрудоемкими,
легкими, дешевыми и красивыми. Корпус аппарата из
декоративного алюминия или стальной оцинкованный.
Камерные воздухоохладители (потолочные,
настенные, постаментные) с широким диапазоном
поверхностей охлаждения производительностью 400—
12000 ккал/ч (постаментные — до 40 тыс. ккал/ч)
выпускаются для /о = 0-^—25°С. В аппаратах,
предназначенных для работы при низких температурах, оттаивание
обеспечивается электрообогревом или обогревом
горячим газом.
Рис. 6. Воздушный конденсатор фирмы «Бронше».
В последние годы в связи с дефицитом воды
наблюдается переход на конденсаторы воздушного
охлаждения. Последние выпускаются поверхностью 15—250 ж2,
изготавливаются из медных тонкостенных трубок
диаметром 12, 14 и 16 мм с тонкими алюминиевыми
ребрами толщиной 0,25—0,35 мм и с воротничками.
Пучки трубок и ребер плотные, обеспечен хороший контакт
ребер с трубками.
Коэффициент оребрения теплообменных пучков
высокий A0—40). Ребра штампуются на штампах
производительностью до 9000 ребер в час. Коэффициенты
теплопередачи аппаратов 16—25 ккал/ (м2 • ч•град).
Камерные воздухоохладители работают на перепадах
температур 6—12°С, воздушные конденсашры 10—14°С.
Агрегатированные холодильные машины
Для охлаждения воды до 4—10°С широко
применяются агрегатированные воздухоохлаждающие машины
производительностью 40 тыс.—500 тыс. ккал/ч в одном
агрегате. Основной холодильный агент — фреон-22. Хо-
Рис. 7. Водоохлаждающая машина фирмы «Брис-
соно-йорк».
56

Рис. 8. Водоохлаждающая машина фирмы «Кэриэр».
лодильные машины большей частью выпускаются без
регенеративных теплообменников.
Испарители гладкотрубные, агент кипит внутри
трубок. Аппараты изготавливаются как с У-образными, так
и с прямыми трубками. Для конденсаторов
применяются обычные медные накатные трубки. Компрессоры в
большинстве открытого типа, быстроходные. Из США
поставляются бессальниковые компрессоры. Компоновки
машин различные: два аппарата внизу (испаритель,
конденсатор), компрессор вверху; компрессоры внизу, ап-
В настоящее время в нашей стране и за рубежом все
большее внимание уделяется проектированию и
строительству искусственных ледяных катков и конькобежных
дорожек.
В журнале «Kaltetechnik» описана оригинальная
схема охлаждения нового открытого искусственного
ледяного катка в Осло (Норвегия) — одного из крупнейших
в мире.
В ледяном поле площадью 13 тыс. м2 уложено
142 тыс. пог. м охлаждающих труб диаметром 31/25 мм.
Холодильная установка работает на фреоне-12. Система
охлаждения насосно-циркуляционная. Максимальная хо-
лодопроизводительность трех установленных
турбокомпрессоров юколо 3 млн. к.ккал/ч.
Принципиальная схема холодильной установки катка
приведена на рисунке. Трубное поле 1 разделено на
шесть секций (I—VI), каждая из которых
обслуживается горизонтальным циркуляционным ресивером 2 (он же
"отделитель жидкости) и двумя фреоновыми насосами 3.
Секционирование поля обеспечивает поддержание
равномерной температуры и однородного качества льда
параты наверху (при большой производительности);
испаритель или конденсатор внизу и наверху.
На рис. 7 и 8 представлены два типа водоохлаждаю-
щих машин.
Отличительная особенность водоохлаждающих
машин — большие перепады температур в испарителе и
конденсаторе. Например, разность между температурами
конденсации и входящей воды 14—18°С, вода
подогревается в конденсаторе на 10—16°С, в испарителях
охлаждается на 3—8°С.
Бромистолитиевые абсорбционные холодильные
машины поставляются из США во Францию фирмами
«Кэриэр» и «Йорк».
Фирма «Кэриэр» имеет во Франции филиал,
который разрабатывает проектную документацию, монтирует
и ремонтирует машины.
Она поставляет 10 типоразмеров бромистолитиевых
машин производительностью от 160 до 3020 тыс. ккал/ч.
Однако поставки этих машин во Францию и в Европу
вообще исчисляются единицами. Фирма «Кэриэр»
выпускает бромистолитиевых машин в 4 раза меньше, чем
турбомашин, фирма «Йорк» — в 7 раз меньше. Машины
поставляются заказчику полностью заряженными и не
требуют монтажа, кроме подвода внешних
трубопроводов. Лишь очень крупные машины поставляются
отдельными блоками.
Основными конструктивными достижениями в
машинах этого типа является применение аппаратов из
обычных углеродистых сталей, герметизация за счет
использования герметичных насосов, полная автоматизация
работы и поддержание необходимого режима. Опыт
эксплуатации этих машин во Франции позволяет
считать их надежными в работе в течение 20 лет.
Канд. техн. наук К. Д. КАН —
ВНИИхолодмаш
по всей площади катка независимо от влияния
солнечного облучения или затенения отдельных участков.
Отключение части секций позволяет также рационально
использовать ледяное поле во время различных
спортивных мероприятий.
Необходимая температура кипения в каждой секции
поддерживается с помощью бародросселирующих
вентилей 4, установленных на всасывающих линиях
циркуляционных ресиверов.
Импульс на изменение производительности
турбокомпрессоров дает секция поля, требующая в данный
момент наиболее низкой температуры кипения. Отказ от
дросселирования пара на возвратных линиях
непосредственно из поля обусловлен возможностью
значительного переохлаждения жидкости и получения
неравномерных температур льда в малозагруженных секциях.
Турбокомпрессоры 5 нагнетают пары фреона в
воздушные конденсаторы 6, из которых сконденсировавшийся
жидкий фреон стекает в линейный ресивер 7 и далее
через регулирующие клапаны 8 с пневмоприводом на*
правляется в циркуляционные ресиверы.
УДК 725.86D81)
ИСКУССТВЕННЫЙ ЛЕДЯНОЙ КАТОК В ОСЛО
57

Принципиальная схема холодильной установки катка.
Из-за больших размеров установки, несмотря на
некоторую сложность регулирования, была принята
система, в которой почти вся жидкость находится на
стороне низкого давления. Это дало значительную
экономию в емкостях линейных ресиверов и позволило
уменьшить расход фреона на зарядку системы.
Подача жидкости в циркуляционные ресиверы
регулируется реле уровня 9, которые через пневматические
управляющие устройства 10 воздействуют на
соответствующие регулирующие вентили 8. Уровень фреона в
линейном ресивере контролируется с помощью такого
же реле уровня, связанного собственным пневматическим
управляющим устройством с регуляторами уровня,
установленными на циркуляционных ресиверах.
При таком способе регулирования уровень жидкости
во всех циркуляционных 'ресиверах всегда почти
одинаков и меняется лишь от тепловой нагрузки на
испарительную систему. Благодаря этому не нужны большие
емкости на стороне высокого давления.
Значения емкостей отдельных аппаратов и
участков охлаждающей системы катка: трубопроводы
ледяного поля — 70 мъ, подающие магистрали — 6,5 мъ,
возвратные магистрали — 28,7 мъ, циркуляционные
ресиверы (суммарный объем) — 125 ж3, линейный ресивер—
5 ж3. Общее количество холодильного агента в системе
около 150 г.
Из сопоставления приведенных цифр видно, что
объемы циркуляционных ресиверов обеспечивают высокую
надежность работы холодильной установки в широких
пределах изменения тепловых нагрузок (от нуля до
максимума), исключая переполнение циркуляционных
ресиверов и выброс из них жидкости в систему.
Работа установки контролируется также
специальной электронной системой защитной автоматики.
«Kaltetechnik», 1966, Ж 3.
В. Я. ЯНЮК, В. В. ВАСЮТОВИЧ — Гипрохолод

УДК 621.564
НОВАЯ АЗЕОТРОПНАЯ СМЕСЬ
ФРЕОНОВ-32 и 115
Новая азеотропная смесь состоит из 48,2% фреона-32
и 51,8% фреона-115 (указанный состав смеси относится
к комнатной температуре). Такая смесь обладает
значительно большим давлением, чем каждый из входящих
в нее компонентов, поэтому на входе в компрессор
величины давления, плотности и теплоемкости паров смеси
фреонов-32 и 115 значительно больше тех же величин
для составляющих ее чистых веществ. Отсюда следует,
что при получении низких температур не будет вакуума
в испарителе, повысится объемная холодопроизводи-
тельность и уменьшится степень сжатия.
Новая азеотропная смесь особенно перспективна при
использовании ее в качестве холодильного агента для
герметичных холодильных машин. Она позволяет
уменьшить размеры оборудования и увеличить холодопроиз-
водительность при получении низких температур.
Способность поддерживать обмотку электродвигателя
холодной даже при очень низких температурах в
испарителе (до —57,2°С) — одно из значительных
преимуществ нового холодильного агента.
Азеотропную смесь фреонов-32 и 115 испытывали на
стойкость при повышенных температурах в течение
года. Опыты проводили также с маслом для
холодильных машин и рядом металлов. Испытания показали
стойкость лучшую, чем у фреона-12 и 22.
Новая смесь в очень незначительной степени
растворяет большинство органических материалов,
используемых в качестве изоляции для электродвигателей,
прокладок и сальников. Поэтому требования к материалам
будут менее строгими, чем при использовании фрео-
нов-12 и 22.
Растворимость масла в новой смеси ограничена. Для
работы при низких температурах желательно
устанавливать маслоотделители. При работе оборудования с
короткими магистралями не возникала проблема возврата
масла. С более протяженными системами испытания не
проводились.
По имеющимся данным, новая смесь обладает
хорошими коэффициентами теплопередачи. С помощью
теоретических расчетов установлены благоприятные
показатели теплопроводности.
Азеотропная смесь может получить широкое
применение >в низкотемпературных установкам, а также для
кондиционирования воздуха.
В табл. 1 дано сравнение показателей холодильного
цикла для новой азеотропной смеси и фреонов-12 и 22
(г0 = _40°С, /К = 37,8°С, /ВС = 18,3°С, подвод тепла от
обмоток электродвигателя не учитывается).
Таблица 1
Показатели
Давление, ата
испарения ....
конденсации . . .
Степень сжатия ....
Температура на
выходе из компрессора, °С
Весовой расход, kzImuh
Объем, описываемый
поршнем компрессо-
Объемный расход
жидкости, л/мин ....
32/115
2,28
26,4
11,4
136,5
1,325
178,5
1,392
Фреоны
22
1,042
14,9
14,0
151,5
1,225
323
1,072
12
0,376 1
9,25
14,2
119,5
1,615
495
1,278 |
В табл. 2 приведены физические характеристики этих
агентов. Указанные фреоны невоспламеняемы и
нетоксичны.
Таблица 2
Показатели
Молекулярный вес . .
Нормальная
температура кипения, °С . . .
Теплота испарения при
нормальной
температуре кипения, ккал\кг
Теплоемкость
жидкости при 26,7°С,
ккал\(кг • град) . . .
Плотность жидкости
1 при 26,7°С, кг/м3 . .
32/115
79,2
—57,2
58,3
0,41
1010
Фреоны
22
86,5
—40,6
55,5
0,34
1183
12
120,9
—30
39,5
0,24
1312 J
Ross D. W. «Canadian Refrigeration and Air
Conditioning», vol. 32, 1966, №¦ 8, p. 23.
В. П. ЛАТЫШЕВ
ВНИХИ
nillllllllllllllIlinil]!lllllllllll!IIIIIIIIIIIIinil!IIIIIUUIIIIinililIPIlIIII!IiniU91lllllllinilIIIllIlIllinilUlliniII!IlinilllllIllll
ВНИМАНИЮ ПОДПИСЧИКОВ!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал «Холодильная техника» на
1967 год с первого номера, могут подписаться в местных отделениях связи и пунктах
подписки «Союзпечать» с любого последующего номера журнала и на любой срок
в пределах календарного года.
Недостающие номера журнала, кроме № 1г редакция может выслать подписчикам
наложенным платежом по их письменным заказам.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12.

поправочный
Ь» "I i in ОТДЕЛ —
УДК 621.646
Клапаны невозвратные
Согласно правилам техники безопасности на
аммиачных холодильных установках на нагнетательном
трубопроводе компрессора перед конденсатором должен
быть установлен обратный клапан. Он служит для
предотвращения обратного потока аммиака из конденсатора
в случае остановки или аварии компрессора.
Обратные клапаны выпускает московский завод
«Компрессор». В настоящее время вместо снятых с
производства клапанов типа ОК фу=1100-^200) завод
изготовляет более усовершенствованные клапаны невозвратные
марки КН (нормаль завода Н515-66).
Клапан КН (см. рисунок) чашеобразный, из стали
Ст. 35Л-1 (ГОСТ 977—58), корпус чугунный (ГОСТ
15-42—54), шпиндель стальной (Ст. 35, ГОСТ 1050—60).
Размеры клапана приведены в таблице.
Параметры
Dy, мм
Du мм
D, мм
Н, мм
Н\, мм
Вес, кг
Марка изделия
100 КН |l25 КН |l50 КН J200 КН
100
190
| 230
340
240
63
125
220
270
370
255
80
150
250
300
370
255
123
200
310
360
395
280
161
Конструкция клапана КН обеспечивает проход газа
только в одном направлении (от компрессора к
конденсатору). Направление движения газа указывается
стрелкой на корпусе.
Клапан работает в среде аммиака. Рабочее
(расчетное) давление клапана до 18 кгс/см2, температура в
корпусе до +150°С.
Клапан невозвратный изготовляется по чертежам и
техническим условиям СТУ36-01-125-65 завода
«Компрессор» и принимается отделом технического контроля
завода-изготовителя.
Клапаны испытывают на прочность водой под
давлением 23 кгс/см2 и на плотность воздухом — 18 кгс/см2.
Завод-поставщик гарантирует надежную и
безаварийную работу клапана, безвозмездное устранение
неисправностей и замену деталей в течение двух лет со дня
отгрузки при условии соблюдения правил транспортировки,
хранения, монтажа и эксплуатации.
На каждом выпускаемом с завода клапане
наносится маркировка клеймением, на которой указывается:
завод-изготовитель, марка изделия, номер изделия по
списку завода, год изготовления, рабочее давление.
Клапан невозвратный должен храниться до монтажа
в закрытом помещении. При монтаже его
устанавливают перед конденсатором, на вертикальном участке
нагнетательного трубопровода, стрелкой по направлению
потока. В период ремонта клапан рекомендуется
разбирать и осматривать его детали.
А. И. ШУВАЛОВ — московский завод «Компрессор»

РЕФЕРАТЫ
УДК 621-52.002.5 УДК 621.577
Скороморозильный гравитационный конвейерный
аппарат ГКА-4. КОБУЛАШВИЛИ Ш. Н., РОТЕНБЕРГ А. Г.
«Холодильная техника», 1966, № 6, стр. 4—7.
Очень кратко изложено состояние вопроса по
серийному скороморозильному аппарату ГКА-2 и в
сравнении с ним описан без приведения конструктивных
чертежей новый аналогичный скороморозильный аппарат
ГКА-4.
Приведена техническая характеристика аппарата
ГКА-4 и дан габаритный чертеж для его размещения
при установке как одного, так и нескольких
аппаратов. Для нескольких аппаратов рекомендована
автоматическая линия.
В статье изложены также причины, затрудняющие
работу конвейерных скороморозильных аппаратов.
Иллюстраций 2, библиографий 3.
УДК 628.83
Склеивание медных и алюминиевых трубок
кондиционеров. МАХМУДОВ М. Д., МУСТАФАЕВ А. Д..
«Холодильная техника», 1967, № 6, стр. 7—11.
Приведены результаты исследований по
определению прочности склеивания эпоксидным клеем медных и
алюминиевых трубок с калачами. Выбран состав
эпоксидного клея, оптимальный зазор между склеиваемыми
деталями, температура затвердевания.
¦ Всего было исследовано 270 образцов (90 из медных
и 180 из алюминиевых трубок). Образцы подвергали
испытаниям на герметичность, фреоностойкость,
теплостойкость, вибростойкость, прочность и т. д.
Доказана высокая прочность клееных соединений и
возможность применения склеивания вместо пайки при
соединении трубок с калачами.
Иллюстраций 4, таблиц 2, библиографий 8.
УДК 536.24:621.573
Влияние регенеративного теплообмена на
характеристики воздушной холодильной машины.
МАРТЫНОВСКИЙ В. С, ШНАЙД И. М. «Холодильная техника»,
1967, № 5, стр. 11 — 14.
Применение регенеративных теплообменников
позволяет значительно повысить холодильный коэффициент
воздушной холодильной машины. Однако имеются
оптимальные размеры теплообменника, выше которых
начинает сказываться вредное влияние гидравлического
сопротивления. Это влияние в машинах, работающих
с разрежением, имеет большее значение, чем в машинах
с избыточным давлением.
В статье излагается методика определения
оптимального режима работы и размеров теплообменника.
Дан пример расчета.
Иллюстраций 2, библиографий 4.
Тепловой насос для комплексного теплохладоснабжения
на базе сбросного тепла. РОЗЕНФЕЛЬД Л. М., СЕР-
ДАКОВ Г. С. «Холодильная техника», 1967, № 6, стр.
15—20.
Рассматривается работа тепловых насосов в
системах теплоснабжения на базе геотермального или
сбросного тепла. Даны аналитические зависимости,
описывающие поведение таких систем во времени, показаны
особенности работы теплонасосных агрегатов.
Эффективность применения тепловых насосов
иллюстрируется примером системы геотермального
теплоснабжения Петропавловска-на-Камчатке.
Иллюстраций 3, таблиц 2, библиографий 7.
УДК 521.572:621.89
О применении холодильных масел повышенной
вязкости. МЕЛЬЦЕР Л. 3., ДРЕМЛЮХ Т. С.
«Холодильная техника», 1967, № 6, стр. 20—24.
Для аммиачных компрессоров применяются
смазочные масла ХА-23 и ХА-30, вязкость которых выше,
чем у масла ХФ12-18 для фреоновых компрессоров.
Однако для высокооборотных фреоновых компрессоров
необходимы масла более высокой вязкости. Авторы
исследовали свойства растворов фреонов-12 и 22 с
маслами ХА-23 и ХА-30. Определены температура помутнения
(floe point), температуры застывания растворов,
условия, при которых раствор масла во фреоне-22
разделяется на два слоя, вязкость и плотность растворов.
Иллюстраций 3, таблиц 2, библиографий 7.
УДК 536.24
Теплообмен в динамической изоляции.
КОШКИН Н. Н. «Холодильная техника», 1966, № 5, стр.
24-27.
В динамической изоляции происходит непрерывное
движение воздуха сквозь поры навстречу тепловому
потоку. Выведенные автором уравнения показывают,
что этот процесс приводит к значительному
уменьшению коэффициента теплопроводности изоляционного
материала по сравнению с его значениями в обычных
условиях без движения воздуха. Кроме того, поток
воздуха осуществляет осушение изоляции, что также
повышает ее теплоизоляционные свойства.
Иллюстраций 6, библиографий 5.
УДК 621.565.83
Термоэлектрический судовой холодильный шкаф.
ЦВЕТКОВ Ю. Н. «Холодильная техника», 1967, № 6, стр.
28—30.
Описывается холодильный шкаф емкостью 186 л, с
термоэлектрической системой охлаждения. В
термоэлектрической охлаждающей батарее шкафа 104
термоэлемента, скоммутированных на медном стержне
(теплообменнике). В теплообменнике высверлены каналы для
прохода воды, охлаждающей горячие спаи. Сечение
термоэлементов 10,5x7,5 мм, высота 6,75 мм.
В шкафу поддерживается температура 2±2°С при
температуре окружающего воздуха 22°С. Электролита-
61

ние шкафа от сети 220 в. Расход электроэнергии 400 вт.
Расход охлаждающей воды 300 кг/ч.
Холодильник снабжен тепловой защитой,
срабатывающей в случае прекращения подачи воды в
теплообменник батареи. Иллюстраций 5.
УДК 621.565.83
Расчет термоэлектрических охлаждающих термостатов
со статическим регулятором температуры. ТАЙЦ Д. А.,
КАРПОВ В. Г. «Холодильная техника», 1967, № 6, стр.
31—33.
Описывается разработанный авторами
графоаналитический метод определения степени стабильности
температуры 'внутри термостатов с термоэлектрической
системой охлаждения и статическим регулятором при
изменении температуры внешней среды. Исследуются
две стадии изменения внутренней температуры. В
течение первого периода температура в термостате
меняется в связи с изменением условий работы
термоэлектрической батареи. Второй период начинается после того
как идущая снаружи тепловая волна Достигнет
внутренней стенки термостата. Приводится сопоставление
расчетных данных с результатами экспериментальной
проверки термостата, рассчитанного и изготовленного
в СКВ полупроводниковых приборов. Расчетные и
опытные величины совпали с точностью до 0,03°С.
Иллюстраций 3, библиографий 2.
УДК @84.21)
Фазовые диаграммы систем хладагент—вода и
хладагент—рассол, костюк в. и., копосов в. н.,
чепцов А. С. «Холодильная техника», 1967, № 6, стр.
34-37.
Способность некоторых веществ в контакте с водой
и водными растворами образовывать кристаллогидраты
используется в холодильной технике, например, при
опреснении соленых и солоноватых вод.
Показано, что, располагая фазовой диаграммой
любого хладагеша данной структуры, можно по
координатам одной точки на границе гидратообразования
построить полную фазовую диаграмму малоизученной
системы хладагент—вода, если известны тип структуры
гидрата, определяемый максимальным размером
молекулы гидратообразующег.о хладагента и положением
его линии конденсации.
Выводы хорошо согласуются с имеющимися в
литературе экспериментальными данными. Иллюстраций 2,
таблиц 2, библиографий 12.
УДК 621.594:661.97
Состояние производства сухого льда и сжиженного
углекислого газа в СССР. ПИМЕНОВА Т. Ф.,
КОНСТАНТИНОВА О. Н., КОЗЛОВСКАЯ А. И.
«Холодильная техника», 1967, № 6, стр. 37—41.
Дается анализ современного состояния
производства сухого льда и сжиженного углекислого газа, объем
их производства с 1940 по 1965 г., территориальное
размещение предприятий, источники сырья, мощности
заводов и их отраслевая принадлежность. Приведены
также данные о фактическом использовании
имеющихся мощностей и рекомендована необходимость
мероприятий по координированию научно-исследовательских,
проектных, производственных и сбытовых проблем
производства сухого льда и сжиженного СОг-
Иллюстрация 1, таблиц 2.
УДК 634/635
Зависимость интенсивности дыхания и тепловыделения
плодов и овощей от температуры. АЛЯМОВСКИЙ И. Г.
«Холодильная техника», 1967, № 6, стр. 41—42.
Обобщены имеющиеся в отечественной и зарубежной
литературе цифровые данные по интенсивности дыхания
и тепловыделению различных видов плодов и овощей.
Цифровые данные после статистической обработки
сведены в таблицу средних значений величин.
Таблица 1.
¦шиш'
гп11111111Ц1Ш111111щшшш|цшппцтш11иттнн1нн|щимищц|1НШШ»111Иип
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
На складе издательства «Пищевая промышленность»
имеются отдельные номера журналов «Холодильная
техника» за следующие годы:
за 1961 год —№ 3, 4;
за 1964 год — № 4, 5, 6;
за 1965 год —№ 3, 5, 6;
за 1966 год —№ 2, 4Г 5, 6, 8, 9Г Юг 11
Заказы (без денежных переводов) направляйте по
адресу: Москва, Б-120г Мрузовский пер.г д. 1г отдел
распространения.

CONTENTS
A. A. Gogolin, E. E. Karpis. Development of Air Conditioner Production in USSR ... 1
Sh. N. Kobulashvili, A. G. Rotenberg. Gravity Conveyor Quick Freezer, Type GKA-4 . . 4
M. D. Makhmudov, A. D. Mustafayev. Glueing Copper and Aluminum Tubes of Air
Conditioners 7
V. A. Martynovsky, I. M. Shnaid. Influence of Regenerative Heat Exchange on
Characteristics of Air Refrigerating Machine 11
L M. Rosenfeld, G. S. Serdakov. Heat Pump for Complex Heat and?Cold Supply by
Utilizing Waste Heat 15
L. Z. Meltserr T. S. Dremlyukh. Utilization of Refrigeration Oils of Increased Viscosity . . 20
N. N. Koshkin. Heat Exchange in Dynamic Insulation 24
U. N. Tsvetkov. Thermoelectric Marine Refrigerated Cabinet 28
D. A. Taitsr V. G. Karpov. Calculation of Thermoelectric Refrigerating Thermostats with
Static Temperature Control- 31
V. I. Kostyuk, V. N. Koposov, A. S. Tcheptsov. Phase Diagrams of Refrigerant-Water
and Refrigerant-Brine Systems. 34
T. F. Pimenova, O. N. Konstantinova, A. I. Kozlovskaya. State of Dry Ice and Liquid
Carbon Dioxide Production in USSR : 37
I. G. Alyamovsky. Dependence of Respiration and Heat Evolution Intensity of Fruits and
Vegetables upon Temperature 41
Practice exchange
N. P. Sereda. Rationalization Work at Enterprises of Moscow Department
of Rosmyasorybtorg 43
B. L. Nodel. Causes of Breakdown and Methods of Restoring Valves, Type SVM . . . 45
Consultation
I. S. Badylkes. Questions and Answers , . . ; : 47
Miscellany
Conference of Workers of Ice Cream Factories and Shops in Ukraine 48
Seminar on Reliability of Small Refrigerating Machines 49
Conference on Problems of Investigating and Designing Hermetic Compressors. ... 50
New Inventions 50
Foreign technical news
K. D. Kan. Refrigerating Machine-Building in France 54
V. Y. Yanyuk, У. V. Vasyutovich. Artificial Ice Skating Rink in Oslo 57
V. P. Latyshev. New Azeotropic Mixture of Freon-32 and Freon-115 59
Reference data
A. I. Shuvalov. Nonreturn Valves 60
Summaries ...-..;.; 61

СОДЕРЖАНИЕ
A. А. Гоголин, Е. Е. Карпис. Развитие производства кондиционеров в СССР 1
Ш. Н. Кобулашвили, А. Г. Ротенберг. Скороморозильный гравитационный
конвейерный аппарат ГКА-4 4
М. Д. Махмудов, А. Д. Мустафаев. Склеивание медных и алюминиевых трубок
кондиционеров . 7
B. С. Мартыновский, И. М. Шнайд. Влияние регенеративного теплообмена на
характеристики воздушной холодильной машины 11
Л. М. Розенфельд, Г. С. Сердаков. Тепловой насос для комплексного теплохладо-
снабжения на базе сбросного тепла 15
Л. 3. Мельцер, Т. С. Дремлюх. О применении холодильных масел повышенной
вязкости .... ........... 20
Н. Н. Кошкин. Теплообмен в динамической изоляции . 24
Ю. Н. Цветков. Термоэлектрический судовой холодильный шкаф 28
Д. А. Тайц, В. Г. Карпов. Расчет термоэлектрических охлаждающих термостатов
со статическим регулятором температуры 31
В. И. Костюк, В. Н. Колосов, А. С. Чепцов. Фазовые диаграммы систем
хладагент—вода и хладагент—рассол 34
Т. Ф. Пименова, О. Н. Константинова, А. И. Козловская. Состояние производства
сухого льда и сжиженного углекислого газа в СССР 37
И. Г. Алямовский. Зависимость интенсивности дыхания и тепловыделения
плодов и овощей от температуры 41
Обмен опытом
Н. П. Середа. Рационализаторская работа на предприятиях московской конторы
Росмясорыбторга : 43
Б. Л. Нодель. О причинах выхода из строя и способах восстановления вентилей
типа СВМ :::::: 45
Консультация
И. С. Бадылькес. Вопросы и ответы 47
Хроника
Совещание работников цехов и фабрик мороженого Украины 48
Семинар по надежности малых холодильных машин 49
Совещание по вопросам исследования и конструирования герметичных
компрессоров 50
Новые изобретения 50
Новости иностранной техники
К. Д. Кан. Холодильное машиностроение Франции 54
В. Я. Янюк, В. В. Васютович. Искусственный ледяной каток в Осло 57
В. П. Латышев. Новая азеотропная смесь фреонов-32 и 115 59
Справочный отдел
А. И. Шувалов. Клапаны невозвратные 60
Рефераты 61
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Н. Кобулашвили (главный редактор), Д. Г. Рютов
(зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), проф. И. С.
Бадылькес, Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, М. Г. Дик, В. А. Дедух, А. В. Кан, В. Я. Кокорев,
М, С. Мартынов, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, Р. В. Павлов, Н. В.
Померанцева, проф. Г. Б. Чижов, В. И. Шелапутин, А. П. Шеффер.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Телефон Д 0-00-34 доб. 49.
Старший редактор Б. А. Полтева, редактор Н. В. Кирилина
Технический редактор А. М. Сатарова
Т—08505. Сдано в набор 3/IV-—1967 г. Подп. в печ. 25/V—1967 г.
Формат 84Xl087i6 Печ. л. 4 п. л. (привед. 6,72) Уч.-изд. л. 7,31
Тираж 15550 экз. Заказ 1376. Цена 50 коп.
Типография изд-ва «Московская правда». Потаповский пер., 3.