/
Text
Исследование характеристик бессальникового компрессора
при работе на фреоне-502
Канд. техн. наук Л. В. БЫКОВ, В. И. САПРОНОВ
ВНИИхолодмаш
В наступившем пятилетии намечено
значительное расширение области применения
герметичных и бессальниковых поршневых
компрессоров. Развитие конструкций
компрессоров такого типа будет осуществляться в
направлении повышения роста максимальной
холодопроизводительности герметичных
компрессоров с 5600 до 10000 ст. ккал/ч,
бессальниковых — с 25000 до 70000 ст. ккал/ч [1].
Весьма перспективно применение
герметичных и бессальниковых поршневых
компрессоров нового ряда в низкотемпературных
одноступенчатых холодильных машинах,
предназначенных для работы на фреоне-502.
Исследование характеристик
низкотемпературного одноступенчатого холодильного
компрессора с открытым приводом при работе на
фреоне-502 проведено во ВНИИхолодмаше [2].
Исследование герметичного компрессора на
фреоне-502 выполнено во ВНИХИ [3]. Работу
проводили на компрессоре малой
холодопроизводительности с большим мертвым
пространством (до 5%) и принудительным обдувом
кожуха окружающим воздухом.
Преимущества фреона-502 наиболее полно
реализуются при температуре кипения t0 =
=—20°С и ниже [4], а для этих условий
целесообразно применять компрессоры с малым
мертвым пространством — порядка 1,5—2%.
Это даст возможность расширить диапазон
работы низкотемпературных одноступенчатых
компрессоров до температуры кипения —45ч-
ч—60°С.
Данные о действительных рабочих
характеристиках низкотемпературных бессальниковых
компрессоров, работающих на фреоне-502, в
настоящее время неизвестны.
Эти обстоятельства определили
необходимость проведения во ВНИИхолодмаше
исследований характеристик низкотемпературных
компрессоров. Результаты этих исследований
описываются ниже.
Важное условие нормальной работы
бессальникового компрессора — хорошее
охлаждение встроенного электродвигателя, которое
зависит при прочих равных условиях от
количества циркулирующего холодильного агента
и его теплоемкости. Количество тепла,
отведенное потоком холодильного агента от встро-
621.57.041.001.5:621.564.25
енного электродвигателя, можно определить
по уравнению
QoTB = ?/>OaA* = -^-l^A*, A)
VBC
где ср — теплоемкость перегретого пара при
давлении кипения, ккал/(кг-град);
Ga *— количество циркулирующего
холодильного агента, кг/ч;
At — подогрев пара в
электродвигателе, °С;
^вс — удельный объем пара при условиях
всасывания в компрессор, мъ/кг\
Vh — объем, описываемый
компрессором, мг/ч\
Я —коэффициент подачи компрессора.
Согласно уравнению A) способность потока
холодильного агента отводить тепло зависит
главным образом от отношения , кото-
рое возрастает с понижением нормальной
температуры кипения ts для различных рабочих
веществ при одинаковых значениях t0 и tBC. С
понижением U при постоянной температуре
tBC величина —— быстро падает.
*>вс
Для получения действительных рабочих
характеристик был исследован на фреонах-502
и 22 низкотемпературный бессальниковый
компрессор ФУБСС-12 с воздушным
охлаждением цилиндров [5]. Относительное мертвое
пространство исследуемого компрессора
составляло 1,5%, синхронная скорость вращения
электродвигателя 1500 об/мин.
. Испытания проводили на
калориметрическом стенде с индицированием рабочих
процессов в цилиндре компрессора по схеме
ВНИХИ в диапазоне температур кипения от
—20 до —55°С, температур конденсации от 30
до 50°С (до 40°С на фреоне-22), без обдува
корпуса компрессора окружающим воздухом и
впрыска жидкого холодильного агента во
всасывающую полость.
Величина перегрева паров на стороне
всасывания до входа в компрессор изменялась от 10
до 60°С. Компрессор испытывали на
синтетическом масле ХФ-22с-16 (ГОСТ 5546—66).
8
Температуру масла в картере, фреона на
стороне всасывания и нагнетания внутри
компрессора, обмоток встроенного
электродвигателя в различных точках измеряли
термопарами. Температуру обмоток определяли также
по электрическому сопротивлению,
измеряемому без отключения электродвигателя от сети.
Применение фреона-502 вместо фреона-22 в
низкотемпературных бессальниковых
компрессорах позволяет значительно снизить
температурный уровень компрессора.
При работе на фреоне-502 получены более
низкие по сравнению с фреоном-22
температуры обмоток встроенного электродвигателя, в
среднем на 15°С (рис. 1). Эта разница
увеличивается с понижением температуры кипения
и при t0 = — 55°С, tK = 30°C достигает 20°С. В
области высоких температур кипения D=
= —20ч—25°С) снижение составило 8—10°С.
Использование фреона-502 в
низкотемпературном бессальниковом компрессоре
позволяет при температуре окружающего воздуха до
25°С и температуре обмоток
электродвигателя не выше 100°С расширить диапазон работы
компрессоров такого типа до to=—*60°C при
/К = 50°С.
„ Рк
При одинаковых отношениях давлении
Ро
экспериментальные значения температуры
конца сжатия при работе на фреоне-502
оказались на 20—28°С ниже, чем на фреоне-22
(рис. 2). На режимах с одинаковыми
температурами кипения снижение составляло 24—ЗГС
Рк
вследствие меньших отношении давлении —
Ро
на фреоне-502, что совпадает с результатами
исследования открытого компрессора ФУС-12
с идентичным конструктивным решением.
Вследствие меньших температур конца
сжатия и обмоток электродвигателя на фреоне-502
температура масла ХФ-22с-16 в картере
компрессора была более низкой. Разница по
сравнению с фреоном-22 достигала 20°С. Это
важно для повышения работоспособности
низкотемпературного компрессора со
значительными нагрузками на механизм движения.
Как показали исследования, использование
фреона-502 в низкотемпературном
бессальниковом компрессоре дает и другие
преимущества. Холодопроизводительность по сравнению с
фреоном-22, как и в компрессоре с открытым
приводом, выросла на 10—30% (рис. 3). При
этом электрическая удельная
холодопроизводительность /Сэл на фреоне-502 выше в
среднем на 15% (рис. 4).
Вследствие лучшей охлаждающей
способности перегретых паров фреона-502, характе-
WO '
so
80
70
60
>.
V
\
^
ttfOt
v>^
\К^
^*"*^«^ /
30
л°
/T?
<P-ZZ
p>-
/^^
OK-
^^
•55
-50
~45
-40
-35
-30
-Z5 tn;c
Рис. 1. Зависимость температуры обмоток
встроенного электродвигателя t06 от температуры
кипения /о при ?вс = 15°С.
Рис. 2. Зависимость действительной
температуры конца сжатия /н от степени сжатия
Рк
— при /к=40°С, /вс = 15°С.
Ро
"О V-502
во<Р-22
ьз
и
V
4=4
W
о°с
\
-55
-50
-W
-40
-35
-30
-25 L,°C
Рис. 3. Увеличение холодопроизводительности
компрессора при работе на фреоне-502 по сравнению с
фреоном-22 при /к=30 и 40°С, /Вс = 15°С.
2 Зак. 1333
9
ризуемой отношением —, степень перегре* ^
ва и температуры во всасывающем тракте
бессальникового компрессора ФУБСС-12 при
работе на этом холодильном агенте ниже, чем на
фреоне-22 (рис. 5). Лучшие условия
охлаждения встроенного электродвигателя при работе
на фреоне-502 приводят к меньшему
перегреву паров на этом участке.
Перегрев фреона в электродвигателе
ухудшает объемные показатели компрессора. При
2600
Рк
бессаль-
— =20 коэффициент подогрева Хи
Ро
никового компрессора ФУБСС-12,
оценивающий объемные потери до входа в цилиндр,
снизился по сравнению с открытым
компрессором ФУС-12 с 0,855 до 0,77 на фреоне-502 и с
0,810 до 0,705 на фреоне-22 (рис. 6). Получены
коэффициенты, оценивающие объемные
потери от подогрева пара в электродвигателе: 0,82
на фреоне-502, 0,78 на фреоне-22.
Наличие в компрессоре встроенного
электродвигателя не оказывает влияния на степень
повышения температуры во всасывающем
тракте собственно компрессора, поскольку
перегрев холодильного агента в бессальниковом
компрессоре ФУБСС-12 от электродвигателя
до входа в цилиндр оказался равным
перегреву во всасывающем тракте компрессора
ФУС-12.
Результаты анализа коэффициента подачи К
компрессоров ФУБСС-12 и ФУС-12 могут быть
показаны на примере отношения давлений
— =20 и синхронной скорости вращения
Ро
1500 обIмин. Для фреонов-502 и 22 отношение
коэффициентов следующее:
ФУБСС-1'2
Коэффициент подачи X 0,94
Объемный коэффициент \с .. . . . 0,92
Коэффициент подогрева \w .... 1,085
Коэффициент дросселирования Хдр. 0,98
ФУС-12
0,97
0,96
1,04
0,97
При работе компрессора на фреоне-502
коэффициент подачи снижается вследствие
увеличения дроссельных потерь и уменьшения
объемного коэффициента А,с. Как видно из
рис. 2, за счет дополнительного перегрева в
электродвигателе температура конца сжатия
и, следовательно, температура стенок
цилиндров в бессальниковом компрессоре ФУБСС-12
по сравнению с ФУС-12 на фреоне-502
повысилась в большей степени, чем на фреоне-22,
при — =20 соответственно на 13 и 5°С. Это
Ро
приводит к относительно большему подогреву
пара в процессе обратного расширения и
большему снижению объемного коэффициента Кс
на фреоне-502 в бессальниковом компрессоре.
Рис. 4. Зависимость действительной удельной
индикаторной Кг и электрической /Сэл холодопроизводительно-
сти компрессора ФУБСС-12 от температуры кипения /0
при ^вс = 15°С.
Рис. 5. Изменение температуры
фреона во всасывающем тракте
компрессора в режиме t0=—40°С,
/к=40°С, *вс = 15°С:
а — во всасывающем патрубке;
б — перед электродвигателем;
в — после электродвигателя; г —
на входе в цилиндр.
Наличие встроенного электродвигателя
приводит к повышению температурного уровня
компрессора и снижению весового расхода
холодильного агента. Поэтому влияние
внутреннего и внешнего теплообмена в
бессальниковом компрессоре возрастает, на что
указывают более крутые характеристики температуры
**>ЩА\
Рис. 6. Зависимость коэффициента подачи Я,
коэффициента подогрева Kw и индикаторного
коэффициента полезного действия r\i от отно-
.. Рк
шения давлении — .
Ро
конца сжатия ФУБСС-12 при отношении
давлений больше 15 (см. рис. 2).
Ср авнение энергетических характеристик
компрессоров, сделанное по удельной
индикаторной холодопроизводительности
Ki=fr B)
показывает, что она практически одинакова
для бессальникового компрессора и
компрессора с открытым приводом (см. рис. 4). На
фреоне-502 Кг в среднем на 10% выше, чем на
фреоне-22, и этот выигрыш возрастает с
понижением температуры кипения.
Из рис. 6 видно, что индикаторный к.п.д. x\i
на фреоне-502 выше, чем на фреоне-22, однако
в бессальниковом компрессоре разность
становится минимальной.
Температурный уровень компрессора на
фреоне-22 выше, а снижение весового расхода
рабочего вещества, связанное с наличием
встроенного электродвигателя, на этом
холодильном агенте по сравнению с фреоном-502
больше.
Количество отведенного через поверхность
компрессора в окружающую среду тепла Q0.c
можно определить из теплового баланса
компрессора
Qo.c = 0,86tfM-О. (/,-!,), C)
где Мш — электрическая мощность,
потребляемая встроенным
электродвигателем (Ne для компрессора с
открытым приводом), кет;
iu h — энтальпии фреона на входе в
компрессор и выходе из него, ккал/кг.
Доля отведенного тепла N •¦
Qo.c
и коли-
0,85 Л^эл
чество тепла, отдаваемое в окружающую
среду при циркуляции 1 кг холодильного агента,
Qs*- при е±
?о.с= •
20 и *К=40°С
показаны в таблице.
Холодильный агент
Фреон-22
Фреон-502
ФУС-12
77
0,49
0,49
*о.с»
ккал/кг
22,8
16,5
ФУБСС-12 |
TV
0,59
0,49-
«О.О
к кал/кг
34
18
Как видно из таблицы, интенсивность
теплообмена с окружающей средой в компрессоре
ФУБСС-12 по сравнению с ФУС-12 на
фреоне-22 значительно возросла, в то время как на
фреоне-502 величины N и q0.c практически не
увеличились. Поэтому процесс сжатия в
бессальниковом компрессоре на фреоне-22 стал
«7L
V
80
SO
на
м
-и
г* *"
^'
**
«•"^
*-^~
,
">•"
9-50Z
V-ZZ *
1 1
-30
-20
-10
О
ю tbDlr
Рис. 7. Зависимость холодопроизводительности
Qo, действительной удельной индикаторной
холодопроизводительности Кг и температуры обмоток
встроенного электродвигателя t06 от степени
регенерации в режиме to=—40°С, ^К = 40°С.
2«
и
проходить энергетически более выгодно, что
привело, несмотря на рост потерь от
подогрева, к некоторому повышению индикаторного
клг.д. на этом холодильном агенте. На фрео-
не-502 падение т]г- компрессора ФУБСС-12 по
сравнению с ФУС-12 объясняется главным
образом увеличением потерь от подогрева во
всасывающем тракте.
Выигрыш в холодопроизводительности при
работе на фреоне-502 в бессальниковом
компрессоре, а также в компрессоре с открытым
приводом возможен только в цикле с
регенеративным теплообменом.
Исследования показали, что применение
фреона-502 позволяет работать с высокими
температурами всасывания при сохранении
нормальных и безопасных температурных
условий работы компрессора.
Как видно из рис. 7, повышение температуры
всасывания на фреоне-22 приводит только к
росту температуры обмоток встроенного
электродвигателя и общего температурного уровня
компрессора.
Преимущества применения фреона-502 еще
больше подчеркиваются при сравнении
характеристик бессальникового компрессора на
фреоне-502 с большой степенью регенерации и на
фреоне-22 практически без регенерации в
режиме t0 = —40°С, /К = 40°С:
Фреон-502 Фреон-22
Температура, °С
всасывания 15 —10
конца сжатия 142 148
обмоток электродвигателя ... 75 70
масла в картере 82 90
Коэффициент подогрева 0,84 0,73
Холодопроизводительность, ккал/ч 6200 5100
Удельная электрическая
холодопроизводительность Кэл,
ккалЦквт-ч) 930 750
Из приведенного сравнения следует, что
применение фреона-502 в низкотемпературном
бессальниковом компрессоре в цикле с
регенеративным теплообменом дает выигрыш в
холодопроизводительности и удельной
электрической холодопроизводительности по сравнению
с фреоном-22 без регенеративного
теплообмена.
Выводы
Применение фреона-502 вместо фреона-22 в
бессальниковых низкотемпературных
компрессорах в цикле с регенеративным
теплообменом позволяет значительно повысить
холодопроизводительность, улучшить энергетические
показатели и обеспечить благоприятные
температурные условия работы компрессора: более
низкие температуры конца сжатия, обмоток
встроенного электродвигателя и масла в
картере.
Проведенные исследования дают основание
рекомендовать фреон-502 для применения в
бессальниковых низкотемпературных
одноступенчатых компрессорах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Быков А. В., К а л н и н ь И. М. Новые
конструкции компрессоров для холодильных машин.
«Химическое и нефтяное машиностроение», 1967, № 8.
2. Быков А. В. Новые рабочие вещества
низкотемпературных поршневых холодильных машин.
«Холодильная техника», 1969, № 3.
3. 3 а х а р о в В. С, Я к о б с о н В. Б. Исследование
герметичных компрессоров при работе на фрео-
нах-502 и 22. «Холодильная техника», 1970, № 5.
4. Исследование термодинамических и
эксплуатационных свойств рабочих веществ для одноступенчатых
низкотемпературных компрессоров
унифицированного ряда. Отчет ВНИИхолодмаша, 1969.
5. Обобщенный анализ рабочих процессов
низкотемпературного одноступенчатого компрессора при работе
на фреонах-22 и 502. Часть 1. Отчет
ВНИИхолодмаша, 1970.
Интенсификация теплопередачи во фреоновых кожухотрубных конденсаторах
Канд. техн. наук К. Д. К АН
Московский институт химического машиностроения
О. А. СЕРГЕЕВ. В. Н. КРОТКОВ, И. С. БЕЛКОВСКИЙ, А. Ф. ДМИТРИЕВА
ВНИИхолодмаш
621.57.044:621.564.25:536.2
При изготовлении теплообменных
кожухотрубных аппаратов широко используются
поперечно оребренные трубы, что позволяет
сократить их расход по сравнению с гладкими на
25—30%.
Теплотехнические характеристики оребрен-
ных труб заметно улучшаются при поперечно
винтовой прокатке.
При накатке профиля формообразование
происходит без снятия стружки и
сопровождается большими радиальными усилиями, под
действием которых упрочняется
поверхностный.слой пластически деформируемого
металла.
До сих пор нет точного расчета заготовок
под накатку, а имеющиеся в литературе при-
12
ближенные формулы не могут учесть всей
сложности процесса формообразования ребер.
Профили накатываются последовательным или
одновременным копированием путем
пластической деформации профиля накатного
инструмента. В результате на детали получается
зеркальный отпечаток профиля. На практике
широкое распространение получило
накатывание ребер с продольной (осевой) подачей на
роликах с параллельными или
непараллельными осями. При этом нитка накатывается
последовательно, что обусловливает свободное
течение металла и удлинение заготовки.
При симметричном профиле можно считать,
что диаметр трубной заготовки приблизитель-
[ но равен среднему диаметру профиля
накатной трубы.
Сребренные трубы, применяемые в кожухо-
трубных аппаратах, изготовляются из
заготовок диаметром 20x3, что значительно
увеличивает вес и габаритные размеры аппарата, а
также повышает расход дефицитных труб из
цветных металлов.
ВНИИхолодмашем проведена работа по
изысканию возможности получения труб с
малой высотой и мелким шагом ребер. Для
накатки были использованы тонкостенные
заготовку труб диаметром 18X2, 16X2 и 16X1,5.
На рис. 1 представлен осевой разрез трубы
из заготовки диаметром 16x1,5. Так как
труба диаметром 16x1,5 является тонкостенной
(отношение толщины стенки к диаметру тру-
бы — <0,1), для прокатки ее необходима
оправка.
Прокатка оребренных труб на оправке
позволяет получить профили повышенной
точности. Поэтому на экспериментальном заводе
«Красный Факел» было применено
специальное приспособление. Короткая оправка
соединена со стержнем, конец которого закреплен в
упорном подшипнике. Заготовка
деформируется на оправке прокатными валками,
осуществляющими формирование ребер и снятие трубы
с оправки. Оправка не допускает
сплющивания трубы во время прокатки и способствует
получению более гладкой внутренней
поверхности.
Для накатки трубы диаметром 16x1,5
можно применять станки, разработанные ВНИИ-
метмаш. Такие станки установлены на
Мелитопольском заводе холодильного
машиностроения, на Коростельском заводе Химмаш.
Предпосылками конструкторско-технологи-
ческих разработок труб с малой высотой ребра
для конденсаторов явились следующие
представления о механизме теплоотдачи при
пленочной конденсации чистых паров холодильно-
Рис. 1. Осевой разрез трубы из
заготовки диаметром 16x1,5.
го агента на горизонтальных трубах с
поперечным оребрением. В ряде работ [1,2]
показано, что применение труб с трапецеидальными
ребрами малой высоты A,0—1,5 мм) при
шаге между ними 1,0—1,25 мм, средней толщине
ребра 0,2—0,5 мм, и углах раскрытия ребер
20—30° позволяет качественно
интенсифицировать процесс конденсации. Из-за кривизны
пленки конденсата, образующегося на такой
поверхности, в ней возникает определенный
градиент давления. Под его действием
жидкость стремится заполнить межреберные
участки, что сокращает слой пленки на выступах
ребер и на последних интенсивно
конденсируется пар. Наряду с силами поверхностного
натяжения здесь проявляются и силы
тяжести, влияющие на характер и направление
течения пленки конденсата.
Ниже сопоставляются показатели оребрен-
ной трубы диаметром 16X1,5 и применяемой
в настоящее время (исходный диаметр 20X
Х3,0 мм).
Исходный размер трубы (?>Хе), мм 16x1,5 '20x3,0
Наружный диаметр трубы, мм . . 16,6 21,2
Шаг ребер, мм 1,18 2,0
Высота ребер, мм 1,2 2,05
Угол раскрытия ребер, град. ... 22 35
Наружная поверхность 1 пог. м
трубы, м? 0,1285 0,145
Степень оребрения 3,4 3,5
Коэффициент наружного
оребрения 2,9 2,7
Вес 1 пог. м трубы, кг 0,54 1,35
Экспериментальный образец конденсатора
КФВО с теплообменными пучками из медных
труб диаметром 16X1,5 мм был испытан на
стенде московского завода «Компрессор» в
составе одноступенчатой машины
ХМ-22-ФУ200, работающей в режиме
охлаждения оборотной воды на фреоне-22.
13
то
1300
izoo
§ 1100
$ юоо
I
—о-
•
4^
Г^
А
о
•
о
?.
л*
Л
о
700
2000 ЖО 4000 5000
Рис. 2. Зависимость &н=/D>н) для
экспериментального конденсатора КФ-130.
Экспериментальные зависимости общего
коэффициента теплопередачи от удельной
тепловой нагрузки, отнесенные к полной наружной
поверхности теплообменных труб, при трех
скоростях охлаждающей воды в трубах
конденсатора показаны на рис. 2. На том же
стенде были проведены испытания штатного для
этой машины кожухотрубного конденсатора
КТР-140, теплообменный пучок которого
выполнен из труб диаметром 20x3,0.
Сравнительный график эффективности
теплопередачи указанных ^конденсаторов
приведен на рис. 3, из которого видно, что значения
коэффициентов теплопередачи
экспериментального конденсатора КФ-130 примерно на
40% выше, чем конденсатора КТР-140.
С поправкой на геометрическое подобие
аппаратов и в первую очередь на влияние числа
рядов труб по вертикали увеличение
коэффициентов теплопередачи экспериментального
образца оценивается в 25—30%.
Интенсификация теплопередачи в
горизонтальных кожухотрубных конденсаторах и
сокращение трудоемкости их изготовления
обусловлены увеличением отношения длин
обечаек к их диаметрам. В новых разработках
конденсаторов для стационарных холодильных
машин и установок нижняя граница этого
показателя установлена равной 4.
По полученным экспериментальным данным
и методике, предложенной Даниловой [3],
сопоставлены аппараты КФ-130 и КТР-140.
На рис. 4 дан график зависимости энергети-
0
ческого коэффициента ?= # 0T удельного
>4?
-Лиг*;*.
f'^i'
/*>¦ '
<*L
Bk.
#0\
&0 -Ш
^то
§ woo
f 1200
\l100
\ юоо
\ 300
800
1000 ?000 3000 WOO 5000
^ё,ккал/(мг-ч)
Рис. 3. Сравнительный график зависимости kH=f(qFn)
расхода мощности NF BH, отнесенного к единице
внутренней поверхности аппаратов. Из
сопоставления можно сделать вывод, что
компактность нового аппарата (отношение величины
поверхности теплообмена к объему пучка)
возрастает в 2 раза, а вес аппарата сокращается
в 2,8 раза.
Е
600
$00
300
МО
КТРН
[ \д=3°С <
0'ГС '
ш_
л
го
30
w so so
и
ГЪ
. От/м'
Рис. 4. Зависимость E=f(NF BH) при различных
температурных напорах.
Проведенные экспериментальные работы
подтвердили достаточную эффективность труб
с малой высотой ребер и номинальным
наружным диаметром 16 мм. Применение таких труб
даст возможность интенсифицировать процесс
теплообмена, снизить металлоемкость и
сократить габаритные размеры горизонтальных
кожухотрубных конденсаторов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Зозуля Н. В., Боровков В. П., К а р х у В. А.
Интенсификация процесса теплоотдачи при
конденсации фреона-113 на горизонтальных трубках.
«Холодильная техника», 1969, № 4.
2. Henrici H. «Kaltetechnik», 1963, Nr. 8.
3. Данилова Г. Е, Иванов О. П. Сопоставление
различных типов теплопередающих поверхностей
кожухотрубных конденсаторов. «Холодильная техника»,
1969, № 11.
Исследование влияния инея на теплопередачу в оребренных
испарителях
Канд. техн. наук Т. С. ГАЧИЛОВ
База технического развития холодильной техники, София, Болгария
Влияние инея на теплообмен исследовано
недостаточно. Имеется ряд работ [1 —10], в
которых этот вопрос рассматривается при
ограниченных условиях для определенных
поверхностей.
Все эти исследования не имеют прямого
отношения к испарителям с небольшим шагом
ребер, работающим при естественной конвекции
воздуха, которые рассматриваются в
настоящей статье.
Некоторое отношение к данному вопросу
имеют работы [8] и [9], но они относятся к ореб-
ренным поверхностям с большим шагом ребер.
Кроме того, результаты, полученные в них,
различны. Гоголин [11] объясняет эт*о в основном
разной температурой воздуха в камерах.
Одна из основных задач при исследовании
инея — определение его теплового
сопротивления, которое можно рассчитать на основании
опытных данных по следующему уравнению:
/?2 *М
я • град\ккал, A)
где k\ и k2
• коэффициенты теплопередачи
батареи соответственно без слоя
инея и с инеем.
По этому методу расчета в величину Ra
оребренных поверхностей включают также
дополнительное тепловое сопротивление от
снижения ав вследствие уменьшения циркуляции
воздуха через суженные инеем просветы
между ребрами.
Для выяснения влияния инея на теплообмен
нами проведены некоторые исследования на
двух специально сделанных испарителях со
следующими характеристиками (см. таблицу).
Опыты проводили на стенде, описанном в
работе [12].
В целях исследования испарителей в
условиях нарастания инея была сделана специальная
621.57.048:536.2.001.5
установка (рис. 1) для увлажнения воздуха и
регулирования влажности в камере.
Установка состояла из парогенератора,
парораспределителя и приборов автоматики.
Парогенератор представлял собой закрытый
сосуд, в котором испарялась вода,
подогреваемая электронагревателями мощностью 2 кет.
Реле уровня поддерживало требуемый уровень
воды, а реле давления — избыточное давление
пара 2 кгс/см2. При превышении этого
давления реле выключало нагреватели. Другое реле
давления выключало нагреватели при
прекращении подачи воды из водопровода.
Паровая линия была связана с
парораспределительным устройством, находившимся в
холодильной камере и распределявшим пар
равномерно по.всей камере. Это устройство
состояло из труб с многочисленными
отверстиями малого диаметра. Над трубами ставились
отбойники пара, а под ними — противни для
сбора конденсата. Подача пара
регулировалась соленоидным вентилем, получавшим
импульс от автоматического транзисторного
гидростата 84В фирмы «Данфос». Относительная
влажность поддерживалась с точностью до
±2%.
Испарители оттаивались горячими парами
холодильного агента, которые подавались из
служебного агрегата АХТ-3,16
производительностью 700 ст. ккал/ч. На поддоне под
испарителями были установлены электрические
нагреватели, которые автоматически включались
во время оттаивания.
Длительность оттаивания испарителей
составляла приблизительно 10—15 мин. При
этом температура в камере повышалась на 2—
3°С.
После оттаивания вся вода собиралась в
сосуд и взвешивалась.
№ испарителя
1
2
Труба
диаметр, мм
наружный
16
16
внутренний
13
14
материал
Сталь
Медь
Ребро
размеры, мм
сторона
квадратного ребра
75
75
высота
29,5
29,5
толщина
0,5
0,5
материал
Сталь
Алюминий
Шаг
ребер,
мм
15
12
Наружная
поверхность,
м2
14,88
13,33
Габаритные
размеры, мм
2040X375X150
1580X375X150
15
Рис. 1. Установка для увлажнения воздуха и
регулирования влажности в камере:
/ — электронагреватель; 2 — электрическое табло
КМт-Ю; 3 — парогенератор; 4 — реле давления; 5 —
соленоидный вентиль; 6 — транзисторный усилитель;
7 — гигростат; 8 — холодильная камера; 9 —
парораспределитель; 10 — указатель уровня с трансдукторным
реле.
В проведенных опытах, кроме величин,
необходимых для исследования «сухого»
теплообмена [12], измеряли величины для определения
влияния инея: высоту слоя инея — линейкой,
количество талой воды — взвешиванием,
влажность воздуха в камере — психрометром Ас-
мана.
При проведении опытов с испарителем № 1
в камере поддерживалась относительная
влажность около 73%, а с испарителем № 2 —
около 80%, т. е. влажность, при которой в
основном работают испарители в торговом
холодильном оборудовании. В обоих случаях
температура в камере была порядка 3°С.
На испарителе № 1 опыты проводили при
температурном напоре около 15°С, а
оттаивание и запись — через каждые 6 ч. При этом
замерялась толщина слоя и вес инея.
Результаты опытов приведены на рис. 2 и 3.
Из них видно, что коэффициент теплопередачи
къ испарителя за 24 ч уменьшался от 3,10 до
2,65 ккал/(м2 • ч • град), т. е. на 14,5%. Так же
уменьшались наружный авэ и внутренний ааэ
коэффициенты теплоотдачи.
Тепловое сопротивление инея, за счет
которого ухудшался теплообмен, росло непрерывно
и в данном случае, как видно из рис. 2, за 24 ч
достигало 0,026 м2 • ч • град/ккал. Оно
определялось по формуле A).
Из рис. 3 видно, что вес образующегося инея
с самого начала опытов увеличивается прямо
пропорционально времени. Такая же картина
наблюдалась и в опытах Явнеля [10].
Нарастание инея происходило неравномерно
как на самом ребре, так и на поверхности
испарителя. Толщину слоя измеряли в
I
4
J
1
J
d
У
в
§ЯД?1
\0/П
»
!?
0
12
18
<Г
Рис. 2. Зависимость внутреннего (а) и
наружного 16) коэффициентов теплоотдачи,
коэффициента теплопередачи (в) и теплового сопротивления
слоя инея (г) от времени (испаритель № 1).
о
0,3
%
А'-'
200\
4^J
О
9
Рис. 3. Зависимость толщи- S
ны (а), количества (б) и q
плотности инея (в) от
времени (испаритель № 1).
72
1& %ч
16
различных местах, а затем ориентировочно
оценивали.
В связи с неравномерным ростом слоя
толщину его определяли на внешних и верхних
кромках ребер, а также устанавливали
среднюю толщину слоя инея, отнесенную ко всей
поверхности испарителя.
Зная вес и толщину слоя инея, можно по
формуле
Ри— .
определить плотность его и построить график
Ри = /(т) (рис. 3).
Более подробные исследования влияния
инея на теплообмен проведены на испарителе
№ 2 при трех температурных напорах: 12, 15
и 18°С. Записи делали через каждые 6 ч до
полного заполнения инеем промежутков
между ребрами у верхних и внешних кромок.
Полученные опытные и расчетные данные
приведены на рис. 4 и 5.
Из рис. 4 видно, что вначале теплообмен
ухудшается почти прямо пропорционально
времени, а затем наступает резкое снижение
коэффициентов теплопередачи и теплоотдачи и
повышение теплового сопротивления слоя
инея. Резкое ухудшение теплообмена связано
с заполнением инеем промежутков между
внешними и верхними кромками ребер,
вследствие чего прекращается проход воздуха, а это
приводит к ослаблению циркуляции во всем
испарителе. При этом, чем выше
температурный напор 0, тем быстрее ухудшается
теплообмен. Так, например, резкое падение
коэффициентов теплоотдачи и теплопередачи
наблюдается при 9=18°С после 18 ч, при 0 = 15°С
после 24 ч и при 0=12°С после 30—36 ч от
начала проведения опыта.
На рис. 5 на основе опытных данных
построены графики изменения толщины, веса и
плотности инея в зависимости от намораживания:
?и = /(т), 6и=/(т) и ри=/(т).
Зная величину плотности, можно
ориентировочно по формуле Шроппа [2]
^и.ср= 2,35р \
определить теплопроводность инея Яи.ср. По
величинам би и Яи.ср легко подсчитать тепловое
сопротивление слоя инея
Ли.ср
Как видно из рис. 5, средняя толщина слоя
инея более чем в 2 раза меньше толщины слоя
на верхних и внешних кромках ребер. И та, и
другая толщины увеличиваются почти
пропорционально времени, особенно в интервале от
начала проведения опыта до момента заполне-
t
500
UOO
300
*ъ по
h""*i
Г"— r>»-~ i
<
I
I
г^>«^ 1 _^vy I I I I I 1
г-~Ь—I^nI————
————3—rviNci
П 1.1 MTn
ho
0,9
0,8
OJ
0,6
0,5
OM
<* 0,3
0,2
OJ
4
«a
<
s_
) •
9S
L
У
\
|/
/
f\
l\
О 6 12 18 2U 30 36 Wl,4
г
*-в=12°С; ь-вЧ5°С; о-в=/8°С
Рис. 4. Зависимость внутреннего
(а) и наружного (б)
коэффициентов теплоотдачи, коэффициента
теплопередачи (в) и теплового
сопротивления слоя инея (г) от
времени (испаритель № 2).
ния инеем промежутков между ребрами.
После этого момента испаритель еще продолжает
работать, так как его ребра не со всех сторон
заполнены инеем. Однако коэффициент
теплопередачи будет очень низким и постепенно
приблизится к нулю.
На рис. 5 линии, характеризующие процесс,
наступающий после заполнения инеем
промежутков между ребрям« ^оказаны пунктиром.
3 Зак. 1333
17
0,5
\ w
Чад
0,1
о
гоо\
в-т
У
15
12/
\А
\w
>
И
<Х
п
х
кз
р"
>
и .1
j.
)
[-и
И
/ZU7
? Л? Л? /* с?^ <Я? 4tf <У
Рис. 5. Зависимость толщины,
количества и плотности инея от
времени (испаритель № 2):
—. — рост толщины слоя инея на
внешних и верхних кромках
ребер; рост средней
толщины слоя инея; —..— толщина
инея, при которой полностью
заполняется промежуток между
ребрами.
Во избежание уменьшения коэффициента
теплопередачи испарители необходимо
оттаивать задолго до того, как иней заполнит
промежутки между ребрами.
В рассматриваемых испарителях, как
подчеркнуто выше, роль лучистого теплообмена
незначительна, поэтому суммарный
коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха при
условиях влаговыпадения ориентировочно можно
определять по формуле
< = аД B)
где (Хв — коэффициент теплоотдачи,
учитывающий влияние влаговыпадения;
ав — коэффициент теплоотдачи при
«сухом» теплообмене;
I — коэффициент влаговыпадения.
В условиях работы с инеем суммарный
(эквивалентный) наружный коэффициент
теплоотдачи можно определять по формуле
авэ = ^ . C)
Иней оказывает влияние и на эффективность
ребер. Наши опытные данные показывают, что
это влияние можно учесть введением поправки
в формулу, предложенную в работе [13].
Приведенные данные, графики и формулы
дают возможость учитывать влияние инея на
теплообмен рассматриваемых и подобных им
испарителей при условиях, которые часто
встречаются ч малых холодильных машинах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Piening W. Der Warmeubergang an Rohren bei
freier Stromung unter Berucksichtigung der Bildung
von Schwitzwasser und Reif. Gesundheits-Ingenieur,
Bd. 56, Nr. 47, Oktober, 1933.
2. Schropp K. «Zeitschrift fur die gesamte Kalie-Indu-
strie», 1935, Nr. 5, 7, 8.
3. Сазанов А. А., Рудометкин Ф. И.
Коэффициент теплопередачи рассольных камерных
змеевиков. Отчет ВНИХИ № 18. М, 1934.
4. Шестов В. И. Испытание рассольных пучковых
батарей. Отчет ВНИХИ № 278. М., 1938.
5. Гоголин А. А., Лаврова В. В. Испытание
батарей непосредственного испарения. Сб. работ
механического сектора ВНИХИ, Пищепромиздат, 1940.
6. Chung P. M. «Heating, Piping and Air
Conditioning», 1958, October.
7. W h i t e h u г s t С A. «ASHRAE Journ.», 1962, May,
p. 58—69.
8. Кобулашви л и Ш. Н., Г у р а л ь н и к М. И.
Исследование теплопередачи ребристых охлаждающих
батарей. Отчет ВНИХИ № 634. М., 1952.
9. И о ф ф е Д. М. Ребристые охлаждающие приборы
для холодильных камер. Научное сообщение
ВНИХИ. М, Госторгиздат, 1956.
10. Я вн ель Б. К. Кандидатская диссертация
«Исследование влияния инея на теплопередачу в
воздухоохладителях». Л., ЛТИХП, 1970.
11. Гоголин А. А. Кондиционирование воздуха в
мясной промышленности. М., «Пищевая
промышленность», 1966.
12. Г а ч и л о в Т. С. Наружный теплообмен в малых
испарителях с естественной конвекцией воздуха.
«Холодильная техника», 1970, № 10.
13. Гоголин А. А. Об эффективности ребер при
конденсации на них влаги. «Холодильная техника»,
1961, № 1.
Зависимость спектра вибраций компрессоров домашних холодильников
от их дефектов
В. П. БОГДАНОВ, С. А. МОРОЗОВ, С. В. КОЛОСОВ, В. И. СВЯТНЫЙ
В настоящее время комплексная оценка
технического состояния компрессоров домашних
холодильников при контрольных испытаниях
осуществляется по уровню шума [1]. ГОСТ
10613—63 предусматривает контроль уровня
шума на слух по сравнению с эталоном и
выборочный контроль с помощью шумомера в
шумоизолированном боксе.
В проекте нового ГОСТ ПГ2—213—70 также
предусматривается контроль на слух и с
помощью шумомера в свободном звуковом поле.
Однако проверка на слух и с помощью
шумомера, способствуя выпуску заводом
качественной продукции, не может служить
связующим звеном между контрольными
испытаниями и технологическим процессом изготовления
компрессоров. Изготовитель лишен
возможности оперативно и целенаправленно
воздействовать на технологический процесс по
результатам испытаний.
В ряде работ [2—4] доказана возможность
контроля технического состояния различных
механизмов, в том числе и компрессоров, по
уровню их вибраций, что позволяет заменить
прослушивание 100%-ным объективным
контролем.
Цель данной работы — выявить
зависимость вибрационных характеристик
компрессора от его неисправностей. Исследования
проводили с компрессором ДХ2-1010, однако
методика оценки неисправностей и выводы могут
быть без существенных изменений
распространены и на другие компрессоры.
Энергетические спектры вибраций
компрессоров ДХ2-1010 приведены в работе [4]. Если
искусственно вызвать дефект компрессора, то
спектр изменится в той части, которая
определяет работу дефектного узла. Для оценки
возможности нахождения дефекта по изменению
спектра рассмотрим механизм
распространения сигнала от дефектного узла к датчику
вибраций. Путь распространения сигнала можно
представить в виде канала:
Вход
Ф)
S(t)
Выход
где L — передаточная функция канала;
q(t) — колебание в кинематической паре;
621.57.041 -213.3-752:621.565.92
5 (/) —колебания корпуса компрессора в
точке установки датчика по оси
максимальной чувствительности
последнего.
Очевидно, для одинаковых кинематических
пар, работающих в разных компрессорах,
частота сигнала на входе не может быть строго
постоянна. Если представить кинематическую
пару как колебательное звено, то частота
определится массой и жесткостью
колебательного звена, участвующего в колебаниях.
Сигнал q(t), распространяясь от своего
источника в направлении датчика, ослабляется.
Степень ослабления частотных составляющих
сигнала различна и определяется
передаточной функцией канала L. Передаточные
функции одинаковых каналов в различных
компрессорах могут существенно различаться. Таким
образом, зависимости между амплитудами
энергетического спектра и видами дефектов
компрессоров неоднозначны.
Известен следующий метод нахождения
дефектных кинематических пар в механизмах.
Из сигнала 5 (/) можно выделить
составляющую s2 (t), обусловленную ненормальной
работой дефектной пары. В результате 5 (/)
представится как
s(t)=sl(t)+s2(t),
где s\ (t) —составляющая, обусловленная
нормальными эффектами
взаимодействия деталей.
Корреляционная функция данного процесса
представится также из двух составляющих
R(t)=Ri(t)+R2(t).
При достаточном времени корреляции т
величина R\(x) стремится к 0, а /?2(т),
обусловленная наличием s2(t), будет представлять собой
периодическую функцию и характеризовать
дефектную кинематическую пару.
Однако построение диагностического
устройства с использованием корреляционных
преобразований сигнала для определения видов
дефектов в механизмах возможно лишь
в случае, если частоты повторения
соударений1 различных кинематических пар,
оценка работы которых должна быть получена в
1 Под соударением понимается открытие или закрытие
клапанов, «перекладка поршня» в верхней (в.м.т.) и
нижней мертвой точках (н.м.т.) и т. п.
з*
19
результате диагностики, не совпадают между
собой. В компрессорах домашних
холодильников все кинематические пары имеют по
одному—два соударения за один оборот, поэтому
решение данной диагностической задачи
изложенным выше методом не представляется
возможным.
Для решения поставленной диагностической
задачи проанализируем работу компрессора
(рис. 1).
Во время нагнетания всасывающий клапан
закрыт, а нагнетательный открыт. При
дефекте, называемом «[повышенный вылет поршня»,
поршень в в.м.т. ударяется о седло
нагнетательного клапана, что вызывает шум и
вибрации. С незначительным запаздыванием после
этого клапан закрывается. Нарушение
нормальной работы клапана обнаруживается по
изменению амплитуд его спектра вибраций.
При ходе поршня вниз последовательно
могут проявиться следующие дефекты:
— удар в сочленениях палец—поршень или
^алец—шатун после расширения газа (при
ч
Рис. 1. Схема цилиндра
компрессора домашнего
холодильника:
/ — поршень; 2 — цилиндр;
3 — всасывающий клапан; 4 —
нагнетательный клапан; 5 —
палец; 6 —: шатун; 7 —
коленчатый вал.
контрольных испытаниях — воздуха) из
мертвого пространства при повышенном зазоре в
этих сочленениях;
— ненормальный шум всасывающего
клапана при его открытии и закрытии.
Почти одновременно с закрытием
всасывающего клапана при изменении направления
движения поршня наблюдается удар в
сочленении шатун—палец—поршень и так
называемая «перекладка поршня», которая при
повышенном зазоре в паре поршень—цилиндр вы-
зывает увеличение амплитуд соответствующих
вибраций в энергетическом спектре.
При ходе поршня вверх открывается
нагнетательный клапан, затем в в.м.т. происходит
«перекладка поршня» и все явления
повторяют ся.
Кроме описанных источников вибраций,
последние могут быть вызваны ударами в
сочленении шатун—коленчатый вал, в подшипниках
вала (особенно при небалансе ротора
электродвигателя, напрессованного на вал) и в
масляном насосе при нарушении его нормального
функционирования.
Работа компрессора изображена на
диаграмме поршневых сил (рис. 2). Здесь точка /
соответствует нижнему положению поршня и
закрытию всасывающего клапана, 2 —
открытию нагнетательного клапана, 3 — закрытию
нагнетательного клапана, 4 — открытию
всасывающего клапана и т. д.
При наличии дефектов в компрессоре
наблюдается строгая последовательность их
появления. Построим систему диагностики,
которая бы устанавливала виды дефектов
компрессоров по моменту появления сигнала, а
степень дефектности — по уровню его амплитуды.
Ряд спектров вибраций компрессоров
изображен на рис. 3.
Эксперимент проводился при скорости
вращения вала компрессора 1450 об/мин и
давлении нагнетания ря = 8 кгс/см2. Время одного
оборота около 0,04 сек. При масштабе записи
0,005 сек/см полная ширина шкалы на экране
осциллографа соответствует одному обороту.
Спектр эталонного компрессора,
представленный на рис. 3, а, записан, начиная
от точки 2 диаграммы поршневых сил
(см. рис. 2). После открытия
нагнетательного клапана при повороте
коленчатого вала компрессора примерно на
30° наблюдаются колебания,
характеризующие работу этого клапана. За-
Рис. 2. Диаграмма поршневых сил:
тангенциальные усилия; // — нормальные
усилия; /// — поршневые силы.
20
Рис. 3. Спектры вибраций компрессоров за один оборот
коленчатого вала (длина спектра 0,04 сек):
а — эталонный компрессор, в.м.т. отстоит на 4 мсек от
начала спектра; б — компрессор № 762, спектр записан
начиная от в.м.т., уровень шума близок к эталону; в —
компрессор № 319, в.м.т. отстоит на 7 мсек от начала
спектра, уровень шума несколько больше эталона,
максимальная амплитуда соответствует в.м.т.
тем спектр вибраций дополняется
составляющими, возникающими в результате
соударений деталей компрессора в в.м.т. поршня.
Таким образом, колебания, вызванные
открытием нагнетательного клапана, не
затухают, а происходит их наложение.
Суммарные колебания, регистрируемые
датчиком у эталонного компрессора, затухают
через 0,01 сек после открытия клапана
нагнетания, т. е. при повороте коленчатого вала
относительно в.м.т. на 45°. Сигнал незначительной
амплитуды возникает также при угле
поворота от 90 до 180° за счет неустойчивой работы
всасывающего клапана и при 180°
наблюдается усиление сигнала, соответствующее
закрытию всасывающего клапана.
На рис. 3, б показан спектр, где более четко
видны сигналы, характеризующие нарушение
в работе клапанов, и, кроме того, сигнал при
угле поворота 270°, соответствующий дефекту
«забоина в корпусе цилиндра».
Максимальная амплитуда сигнала на
рис. 3, в соответствует в.м.т. поршня.
Характерная особенность данного спектра вибраций
в том, что в каждом интервале проявляется
только один «дефект» компрессора, и
амплитуда колебаний, вызываемых последующим
дефектом, не накладывается на колебания,
соответствующие предыдущим дефектам.
Таким образом, за счет развертки ситнала
по времени нельзя определить всех дефектов.
Однако, если в рассматриваемом интервале
времени будет проявляться только один
дефект, то он достоверно может быть
установлен (точки 2 и 4, см. рис. 2).
Для тех же интервалов, где возможно
проявление нескольких дефектов (точка 3, см.
рис. 2), необходимо дальнейшее разделение
сигнала. Последнее реализуется с помощью
фильтров. Полоса пропускания фильтров
должна обеспечивать прохождение сигнала при
отклонении его частоты в результате
изменения параметров деталей, участвующих в коле-
ба ниях. Изменение жесткости и в какой-то
степени массы будет, очевидно, отличать все
детали друг от друга, но для годных деталей эти
отличия будут не выше некоторых пределов,
определяющих возможную девиацию частоты
колебаний.
В общем случае в каком-либо интервале
возможно проявление двух дефектов на одной
и той же частоте. Например, в в.м.т. может
появиться сигнал на частоте, соответствующей
ударам по поршню. Это может быть удар
поршня о седло клапана или удар в
сочленении поршень — палец.
Идентификация сигнала в этом случае по
видам дефектов осуществляется схемой логи-
21
ки, встраиваемой в диагностическое
устройство. Логическая схема должна зафиксировать,
есть ли в данном интервале сигнал от седла
клапана. Наличие сигнала указывает на
«повышенный вылет поршня». Отсутствие
сигнала от седла клапана указывает на
увеличенный зазор в сочленении палец—поршень.
Теоретически возможно проявление дефектов
различных узлов механизма на одинаковых или
близких частотах. В этом случае необходимо
искать возможность расшифровки дефектов
исходя из конкретных свойств механизма. Для
компрессора ДХ2-1010, применяя
вышеописанную методику, можно определить все дефекты,
связанные с появлением шума и вибраций.
Выводы
Характер вибрационного спектра за один
оборот вала однозначно определяет наличие
дефектов в компрессоре.
Разделение сигнала по времени не
позволяет определить все виды дефектов в
компрессоре, так как в некоторых интервалах может
быть более одного дефекта.
Дополнительное разделение сигнала в
интервалах с помощью фильтров и применение
устройств, реализующих элементарные
логические зависимости, позволяет определить все
виды дефектов в компрессорах по их
вибрационным характеристикам.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ти хо м ир о в В. А., Якобсон В. Б.
Нормирование шума малых холодильных машин.
«Холодильная техника», 1969, № 8.
2. П а в л о в Б. В., Г и б е р т А. И., Андрус-
с к и й Н. П., М а х о т к и н О. А. Примеры
построения систем диагноза для простых механизмов.
В сб. Сибирского филиала ВИМ. «Техническая
диагностика и механизация сельского хозяйства».
Новосибирск, 1968.
3. Г и б е р т А. И., Гуров О. Б., М и л а е в П. П.
Некоторые методы контроля точности зубчатых
колес. В сб. Сибирского филиала ВИМ. «Вопросы
диагностики и обслуживания машин».
4. М о р о з о в С. А., Я к у л и с А. А. Контроль
компрессоров домашних холодильников по уровню их
вибраций. «Холодильная техника», 1968, № 2.
Методика расчета рабочего процесса поршневого компрессора
Доктор техн. наук, проф. Р. М. ПЕТРИЧЕНКО, канд. техн. наук В. В. ОНОСОВСКИЙ,
А. А. АРТЕМОВ, Ю. К. ПРОХОРОВ
Расчет рабочего процесса поршневого
компрессора, работающего на рабочих веществах,
близких к состоянию насыщения, представляет
значительные трудности.
Существующие методы расчетов базируются
на термодинамических соотношениях с
привлечением ряда интегральных зависимостей,
определяющих показатели политроп
расширения и сжатия, коэффициент подачи и др. [1].
Анализ этих методов показывает, что в них
отсутствуют основные, зависимости,
определяющие направленность и развитие процессов в
цилиндре.
Ниже сделана попытка построить
математическую модель рабочего процесса в
компрессоре, полагая, что рабочим веществом в
цилиндре является реальный газ.
Проследим характер изменения давления и
температуры газа в цилиндре при наличии
теплообмена между газом и стенками цилиндра
и механическом воздействии на переменную
массу газа, принимая процессы
квазистатическими. Допустим, что в начале бесконечно
малого изменения состояния газа, т. е. в точке
/ — 1 все параметры состояния газа известны
(рис. 1).
621.512.001.24@84.21)
Рис. 1. Изменение
параметров на бесконечно малом
участке.
Для нахождения значений параметров в
следующей точке процесса, в точке i, используем
четыре уравнения.
22
1. Уравнение первого начала
термодинамики, преобразованное к виду
dQ = Gi_]du+APi_ldV+ii_ldG + dQw, A)
где Q — подведенное тепло;
G — вес газа в цилиндре;
и — внутренняя энергия газа;
Р — давление в цилиндре;
V — геометрический объем цилиндра;
Qw — тепло, отданное (полученное) от
стенок за счет теплообмена.
2. Уравнение теплообмена между газом и
стенками цилиндра
dQv^aiFiiTi-i—TyJdx, B)
где а* — текущее значение коэффициента
теплоотдачи;
Fi — текущая поверхность теплообмена;
Ti-i — текущая температура газа в
цилиндре (в точке i—1);
Tw — температура стенок цилиндра;
dx — элементарное время, в течение
которого происходит изменение объема
dV;
3. Уравнение смешения. За время dx в
цилиндр (поступает dG кг газа с температурой
Гш теплоемкость которого ст. После
смешения температура смеси в цилиндре станет
равной
G,
4. Уравнение состояния. Для описания
состояния реального газа используем уравнение
Вукаловича и Кириллина [2]:
т
где R
PV=GRT+Q[m'-^
газовая постоянная;
Я,
D)
т'=
9
128
Я Г,
кр
ТП =
54
128
*кр
Ркр
Считая, что Р, V, G, Т — переменные, и
дифференцируя уравнение D), выразим
приращение температуры
dT=
1-Х
¦dV +
'i-x
Ji-X
St
Gt-! Zt GU Zt
dP-
Qi-x Zi
dG,
E)
где коэффициенты
Si
2m"
R +
m —
Pi-X
4-Х
"-Pi-X
G,_
+
dG
G^_i + dG
dP =
vPi
t-рн
Ъ-х +
г3
T2
4-х
T
1 н-
C)
Решая совместно уравнения A), B), C) и
E) относительно изменения давления газа в
цилиндре, получим
Zt
+ А
Pt-i dV-
-~ (RT^ + P^ St) - epl ДГг_!
dG
-—(V^-G^Si)
aiFt
G,
G^+dG
cPi-X
cp.
h-x +
dG
Gi-i + dG
ьрн
bpi
Ml *tt
dz
F)
G/-1 st)
где cvi — изохорная теплоемкость газа на
рассматриваемом участке.
Уравнение F) в наиболее общей форме
выражает результат многосторонних связей газа
с окружающей средой.
Использование уравнений E) и F)
позволяет проследить характер изменения
температуры и давления газа в зависимости от угла
поворота коленчатого вала.
Однако для решения этой задачи
необходимо задаваться характером изменения условий
теплообмена в цилиндре в зависимости от
положения поршня.
Рассматривая уравнения теплообмена,
теплопроводности, движения и сплошности для
элементарного объема газа в пограничном
слое и найдя критерии из этих уравнений,
получим критериальное уравнение теплообмена
в цилиндре компрессора.
Это уравнение может быть приведено, как
известно, к виду
[Re.Pr.-l-].
Nu=/
G)
где Nu — критерий Нуссельта;
Re — критерий Рейнольдса;
23
Pr — критерий Прандтля;
S — ход поршня;
D — диаметр цилиндра.
Для процессов сжатия, обратного
расширения и нагнетания в качестве характерной
скорости может быть принята средняя скорость
поршня ст. Тогда для конкретного
компрессора теплообмен на указанных участках
выразится формулой
Пи( = АпЩРт?9 (8)
где
Nu/=-i?-
Re/ =
cmD
di — коэффициент теплоотдачи;
Яг, Vi — соответственно теплопроводность и
кинематическая вязкость
(индекс / характеризует текущее
значение указанных величин);
Ап — коэффициент для конкретного
участка (обратного расширения,
сжатия и нагнетания);
Для процесса наполнения, схематизируя
задачу и сводя ее к обтеканию пластины, за
определяющий размер можно принять
величину Eг-+?)), где Si — текущее положение
поршня, отсчитанное от в.м.т., а за
характерную скорость Wi — среднюю в данный момент
времени скорость струи рабочего вещества,
затекающего в цилиндр. Тогда для этого
процесса
^ = т7гЬ^\^Л±?-Г р'?'43 + ав,(8а)
где ав — коэффициент теплоотдачи,
учитывающий остаточную турбулентность
заряда.
В условиях рассматриваемой задачи
теплоемкость реального газа равна
cv = cvQ+Acv = ai + bit+Acv, (9)
где Acv=f(P,T) —поправка на
сжимаемость реального газа.
Коэффициент динамической вязкости
\jL = a2 + b2t A0)
Текущее значение коэффициента
теплопроводности реального газа
А = 3600 # f 2,25 — - 1,25^ ц cv. A1)
При расчете компрессора, у которого
заданы конструкция, мертвый обьем Ум, число
оборотов вала в минуту п, род рабочего
вещества, давление всасывания Л> и нагнетания Рю
все процессы могут быть оазделены на две
группы: процессы, происходящие при
неизменной массе рабочего вещества, и процессы,
протекающие с переменной массой.
К первой группе относятся процессы
расширения из мертвого пространства и процессы
сжатия. Ко второй — процессы наполнения
цилиндра и нагнетания сжатого газа. Каждая
из этих групп процессов формально
описывается одной и той же системой уравнений.
Отличие состоит лишь в граничных условиях.
Рассмотрим отдельные рабочие процессы
компрессора.
Процессы расширения из мертвого
пространства и сжатия. Расчет целесообразно
вести через определенный интервал (шаг) по
углу поворота вала Дер. Время в секундах,
соответствующее повороту вала на угол Аф
градусов при числе оборотов в минуту п, равно
Ат =
Дер
A2)
Масса газа в процессе постоянна (GM =
= const).
Тогда на основании уравнений E), F) и (8)
основная система уравнений, описывающая
эти процессы, приводится к виду
ДР=-
Cv, \ Дер )
^+A\Pl_llV+*lFl(Tl_l--Tw)i "
'6л
Zt
(Vt^-G^Si)
А Т= P/-!
GMZi
qV+ yi-i-G^S^ дя
GMZi
1A3)
—Л»Ъ{*Г*Г*
Индекс 1 относится к процессу расширения,
индекс 3 — к процессу сжатия.
Начальные условия для расчета участка
расширения задаются параметрами газа в конце
процесса нагнетания.
Логическим условием конца процесса
расширения и начала участка наполнения
цилиндра является равенство сил на
всасывающем клапане, соответственно, конца
процесса сжатия — равенство сил на его
нагнетательном клапане.
Процессы наполнения цилиндра и
нагнетания сжатого раза. Количество газа,
поступающего (уходящего) в цилиндр при повороте
вала на элементарный угол Аф может быть
определено по формуле
AO = (.,/K'V/T3?.,(i)Wpi, A4)
24
где \xF — коэффициент расхода;
/к — площадь проходного сечения кла- Рг_
пана;
g — коэффициент потерь энергии в
клапане;
F — площадь поршня;
wn — текущая скорость поршня.
На основании уравнений E), F) и (8)
процессы наполнения и нагнетания описываются
системой из четырех уравнений для
определения АР, AT, AG и сц.
Уравнения для АР и AT отличаются от
уравнений E) и F) лишь тем, что вместо
знака дифференциала d в них подставляется знак
конечной разности Д, соответствующей
выбранному шагу угла поворота вала Дер, после
17,5внги/см^-^^
Дер
по
чего Дт в уравнении F) заменяется g^
уравнению A2). Уравнение для AG не
отличается от уравнения A4).
Уравнение для а* отличается от третьего
уравнения системы A3) лишь заменой
индексов 1 или 3 на 4 (процесс нагнетания). Для
процесса наполнения при этом используется
уравнение (8а).
Изменение теплообмена в цилиндре —
неразрывная функция. Поэтому, стыкуя границы
участков, можно вычислить коэффициенты Аи
Л3 и Аа через Л2, который для участка
наполнения может быть принят равным 0,03.
Предлагаемый метод расчета —
итерационный. В начале расчета нужно задаваться
температурой газа в конце нагнетания. В
результате нескольких циклов расчета, согласуя
заданное значение этих температур,
представляется возможным получить истинную форму
кривых давления и температур в цилиндре во
всех рассматриваемых четырех процессах.
Расчеты целесообразно выполнять на ЭЦВМ с
шагом по углу поворота вала Дф = 2°.
На рис. 2 сопоставлена расчетная
индикаторная диаграмма с опытной для компрессора
АУУ-90, работающего на фреоне-22.
Расчетные и опытные кривые участков рабочего
процесса хорошо совпадают.
На рис. 3 приведены результаты
сопоставления опытных и расчетных данных по
коэффициентам подачи для указанного
компрессора, работающего на фреонах-12 и 22. Всего
было сопоставлено свыше 40 различных
режимов. При этом максимальное расхождение в
значениях коэффициента подачи не
превышало 6%. Расчетные значения среднего
индикаторного давления отличаются от опытных не
более чем на 12%. > ¦
Расчеты были проведены' на' ЭЦВМ
«Минск-22» и сопоставлены с
экспериментальными данными ВЙИМхолодмаша.
Рис. 2. Индикаторная диаграмма компрессора АУУ-90
при работе на фреоне-22:
опыт; расчет.
А
0,8
0,7
0,6
0,5
•
•
i*4^
Ъ*^ т
sgo
•
Jt
Рис. 3. Зависимость коэффициента подачи
компрессора АУУ-90 от степени повышения давления:
а — фреон-22; б — .фреон-12; ф — опыт; О —
расчет.
Результаты исследований показали, что
предлагаемая методика позволяет с
достаточно высокой точностью рассчитывать рабочий
процесс поршневого компрессора.
ЛИТЕРАТУРА
1. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г.
Холодильные машины и аппараты. М., Госторгиздат, I960.
2. By кал о вич М. П., Кириллин В. А. и др. Тер-
•¦¦•, модинамические свойства газов. М, Государственное
, научно-техническое издательство:
машиностроительной и судостроительной литературы, 1953.
4 Зак. 1333
Определение надежности компрессионных холодильных установок
при цикличной работе
Н. П. ПОТАПОВА, А. М. ЦИКЕРМАН, В. С. ЯСТРЕБОВ, Г. С. ФАРШАЙТ
СКВ холодильного машиностроения (г. Одесса)
621.565.59:62-19
Характерной особенностью работы
компрессионных холодильных установок является то,
что коэффициент рабочего времени части их
элементов зависит от тепловой нагрузки.
Коэффициент рабочего времени Ь — это
отношение времени работщ компрессора тр за
цикл ко всему времени цикла т
X
Значение коэффициента рабочего времени
оказывает существенное влияние на
характеристики надежности.
Действительно, для периода нахождения
компрессора в рабочем состоянии
тр = 6т B)
и интенсивность отказов равна Xv{t), а для
остального периода цикла, когда компрессор
находится в состоянии хранения,
тх = т—тр C)
и интенсивность отказов равна Хх@-
Принимаем по данным Луцкого 1
%x(t)=aXv(t), D)
где а — постоянная величина.
Для ряда составляющих элементов
установки время хранения тх не совпадает с временем,
когда система не работает. Примером может
служить конденсатор, который при
выключенном компрессоре также находится в рабочем
состоянии. Обычно в расчетах надежности на
стадии проектирования для всех элементов
принимается экспоненциальный закон, при
котором
Ар(Т) = Яр = const, E)
а значит,
Xx(t)=Xx = const. F)
В этом случае для каждого элемента
среднее взвешенное интенсивности отказов
Хр тр -Ь Хххх Хр (хр + а х — а тр) ^
Хср= - _ - -
= \(b+a~ba), G)
т. е. интенсивность отказов зависит от
коэффициента рабочего времени Ъ.
Для систем, тепловая нагрузка которых в
течение цикла есть величина постоянная, на-
1 Л у ц к и й В. А. Расчет надежности и эффективности
радиоэлектронной аппаратуры. Киев, «Наукова думка»,
1966.
дежность рассчитывают согласно формуле
G) с учетом коэффициентов рабочего
времени элементов, соответствующих данной
тепловой нагрузке.
Для систем, тепловая нагрузка которых
изменяется в течение цикла, обычно надежность
принято рассчитывать для режима
максимальной тепловой нагрузки. Однако полученные
таким образом характеристики надежности
существенно отличаются от реальных — они
занижены. Поэтому, для того чтобы получить
наиболее приближающиеся к действительности
характеристики надежности, последнюю
целесообразно рассчитывать для нескольких
вариантов, в число которых входит вариант
расчета надежности при тепловой нагрузке,
равной нулю, а затем определять среднее
взвешенное характеристик надежности, найденных
для этих вариантов.
Примером переменной тепловой нагрузки
может служить нагрузка, зависящая от
температуры окружающей среды. В этом случае
продолжительность цикла целесообразно
принять равной одному году.
По найденным в результате расчета
различных вариантов дискретным значениям
основных характеристик надежности строятся
графики зависимостей интенсивности отказов,
наработки на отказ, вероятности безотказной
работы и коэффициента готовности от тепловой
нагрузки.
Для северного и южного районов
возможного нахождения системы в период эксплуатации
по «Аэроклиматическому справочнику»
определяется вероятное время интервалов
температур по А/ = 5°С в течение года тк.
По построенным графикам для каждого
такого интервала температур находят значения
характеристик надежности.
Тогда за год
Х = _2 (8)
т
где Як — среднее значение интенсивности
отказов в к-том температурном
интервале.
Так как вероятность времени нахождения
системы в к-том температурном интервале
Як*=^, (9)
т
26
интенсивность отказов может быть
представлена в виде
л=2яХ (Ю)
к
Аналогично определяют наработку на отказ
Т и коэффициент готовности /Сг
^=2 Т«К> (»)
к
KT = ^KtKPl, A2)
К
где Тк и Л™ — средние значения
соответственно наработки на отказ и
Галогенный течеискатель ГТИ-6
Л. Г. БЕРМАН, А. И. ЕВЛАМПИЕВ, В. И. КАРЛОВ
621.646.958
Галогенные течеискатели применяются при
испытании на герметичность различных
объектов, вакуумируемых или находящихся под
избыточным давлением галоидсодержащих
веществ.
Отечественная промышленность выпускает
течеискатель с атмосферным датчиком ГТИ-3
и вакуумно-атмосферный течеискатель
ВАГТИ-4. Однако эти приборы не отвечают
современному уровню развития техники:
электронные схемы их измерительных блоков
устарели, габаритные размеры и вес слишком
велики, а чувствительность, стабильность работы
и удобство эксплуатации ниже предъявляемых
требований.
В настоящее время разработан и
подготовлен к серийному производству галогенный
течеискатель ГТИ-6, обладающий
существенными преимуществами по сравнению с
предшествующими моделями. В комплект прибора
входят регистрирующий блок 1, атмосферный 2 и
вакуумный 3 датчики и обдуватель 4 (рис. 1).
Принцип действия течеискателя основан на
свойстве накаленной платины эмиттировать
положительные ионы и резко увеличивать
эмиссию в присутствии галоидсодержащих
веществ [1, 2].
Чувствительный элемент течеискателя
состоит из двух платиновых электродов
(коллектора и накаливаемого эмиттера), реагирующих
на парциальное давление пробного газа.
Эффект наблюдается как при атмосферном
давлении, так и в вакууме.
коэффициента готовности в
/с-том температурном
интервале.
Вероятность безотказной работы системы за
год
р-прм, A3)
к
где Рк — вероятность безотказной работы
системы в /с-том температурном
интервале.
Предложенная методика с достаточной
степенью достоверности может быть применена
при расчете надежности холодильного
оборудования проектирующими организациями.
Принципиальная схема работы течеискателя
представлена на рис. 2. При попадании
пробного газа в межэлектродное пространство
возрастает ионная эмиссия с поверхности
платины и в цепи коллектора увеличивается ток.
Токовый сигнал датчика 1 усиливается
усилителем 2 постоянного тока, на выходе которого
имеется стрелочный прибор. Выходной сигнал
усилителя поступает на индикатор 3, который
обеспечивает световую индикацию сигнала
посредством неоновой лампы и акустическую
индикацию громкоговорителем, расположенным в
регистрирующем блоке течеискателя.
Питание усилителя и индикатора
осуществляется выпрямленными напряжениями,
поступающими от схемы питания 4, питание
датчика — через схему 5 стабилизации тока накала
эмиттера от схемы питания регистрирующего
блока.
Регистрирующий блок течеискателя
выполнен в виде переносного прибора настольного
типа, на лицевой панели которого
расположены основные ручки управления, выходной
измерительный прибор и патрубок калибровоч-
Рис. I. Общий вид течеискателя ГТИ-6.
4»
27
г,
и
и
Pl Рис. 2. Принципиальная схе-
j ма работы течеискателя.
ного устройства, обеспечивающего
оперативную и удобную проверку чувствительности
течеискателя с атмосферным датчиком. В
сторону задней панели обращены вспомогательные
органы управления, разъемы для
подсоединения датчиков и клеммы для подсоединения
самопишущих и других вспомогательных
приборов. В целях снижения веса большинство
конструктивных элементов блока выполнено из
алюминиевых сплавов. Каркас блока обшит
легкими перфорированными стенками из
листового материала.
К боковым стенкам корпуса на шарнирах
прикреплена поворотная ручка с
пластмассовыми накладками, которая служит для
переноски регистрирующего блока.
Атмосферный датчик течеискателя (рис. 3)
имеет вид пистолета. Корпус изготовлен из
прочной пластмассы. В передней части
расположен чувствительный элемент 1, через
который посредством миниатюрного
вентиляционного устройства 2 просасывается смесь
пробного газа с воздухом. В торце корпуса под
прозрачным колпаком 3 помещена неоновая
лампа 4 светового индикатора. Тепло
отводится от корпуса радиатором 5.
Эмиттер / и коллектор 2 вакуумного
датчика (рис. 4), полностью идентичные
(предусмотрена взаимозаменяемость)
чувствительному элементу атмосферного датчика,
размешены на фланце 3 (?>у50), который при помощи
прокладки может уплотняться на объекте
испытаний.
На том же фланце коаксиально с
коллектором укреплен кислородный инжектор,
предназначенный для обогащения воздушной
среды в межэлектродном пространстве
чувствительного элемента кислородом, что
обеспечивает стабильную работу датчика на стороне
высокого вакуума. Работа кислородного
инжектора основана на разложении
марганцовокислого калия под действием собственного
тепла работающего датчика.
Инжектор выполнен из нержавеющей стали
в виде кольцевого стакана 4 с крышкой 5.
Через отверстия в верхней части внутренней
стенки стакана выходит кислород при разложении
марганц<?вокислого калия ^помещаемого в
стакан 4. Инжектор крепится тремя винтами к
стойкам 7.
Датчики соединены с регистрирующим
блоком трехметровым электрическим
экранированным кабелем.
Вследствие нестабильности процессов,
происходящих в датчике галогенного
течеискателя, его чувствительность может изменяться в
широких пределах. Поэтому течеискатели
этого типа считаются приборами индикаторными.
Однако в производственной и лабораторной
практике они часто используются как
средство технического контроля. Чтобы течеискатель
мог выполнять эту роль, необходимо
систематически контролировать его
чувствительность.
До последнего времени отечественные
галогенные течеискатели не были укомплектованы
устройствами, обеспечивающими проверку
чувствительности, которую оценивали по
капиллярным течам [3], громоздким, неудобным
в эксплуатации приборам. Созданием
калибровочной течи ГАЛОТ-1 [4] была решена задача
калибровки течеискателя с атмосферным
датчиком. Малые габаритные размеры течи
позволили встроить ее в регистрирующий блок
течеискателя ГТИ-6. К настоящему времени не
удалось создать аналогичный
малогабаритный прибор для оценки чувствительности
вакуумных испытаний.
В процессе разработки течеискателя ГТИ-6
предложены и опробованы методы
количественной оценки чувствительности, при помощи
которых определено оптимальное место
расположения датчика. Течеискатель обеспечивает
максимальную чувствительность и наилучшую
стабильность работы при расположении
вакуумного датчика в объеме, откачиваемом до
давления < 1 • 10~3 мм рт. ст.
хМаксимальной чувствительности
соответствует обнаружение фреона в вакуумной систе-
Рис. 3. Атмосферный - датчик
течеискателя.
28
wo
4.50
КГ
1 A >
^4. 5
(
4 s
;****^
v_
О
0,5
7,5
2
V, л/мин
Рис. 4. Вакуумный датчик.
Рис. 5. Зависимость установившегося сигнала те-
чеискателя от объемной скорости течения
пробного газа через чувствительный элемент при
различной температуре эмиттера:
1 — 775°С; 2 — 800°С; 3 — 825°С; 4 — 850°С:
5 — 875°С.
ме при его парциальном давлении 10~8 мм
рт. ст. Таким образом, за счет введения в
конструкцию датчика кислородного инжектора
чувствительность вакуумных испытаний
повышена в 5 раз и значительно расширен
диапазон рабочих давлений.
Чувствительность течеискателя ГТИ-6 с
атмосферным датчиком к утечкам фреонов-12
или 22 повышена по сравнению с ГТИ-3 и
ВАГТИ-4 в 2,5 раза и составляет 0,2 г/год, что
соответствует потоку МО-3 лмк/сек.
Повышение чувствительности по сравнению с ГТИ-3 и
ВАГТИ-4 достигнуто благодаря улучшению
конструкции датчика и выбору оптимальной
объемной скорости пробного газа через
чувствительный элемент.
На рис. 5 представлена зависимость
установившегося сигнала течеискателя от объемной
скорости течения пробного газа через
чувствительный элемент при различнойтемпературе
эмиттера.
Кривые показывают, что увеличение
длительности пребывания галогенов в объеме
чувствительного элемента, обусловленное
уменьшением объемной скорости до V=0,05-f-
4-0,1 л/мин, увеличивает эффективность
ионизации, а следавательно, отсчет течеискателя и
его чувствительность. При объемной скорости
течения газа, меньшей 0,05 л/мин, и
дальнейшем увеличении времени контакта галогенов
с эмиттером определяющим, видимо,
становится «отравление» эмиттера, и на кривых
наблюдается спад сигнала.
Эффективность ионизации повышается
также с увеличением температуры эмиттера.
Однако, как показывает сдвиг вправо максимума
кривых, сильнее нагретый эмиттер более
склонен к «отравлению». Оптимальные
соотношения между чувствительностью и «отравляе-
мостью» датчика определяют выбор рабочих
режимов. Максимальная чувствительность
течеискателя достигается при объемной
скорости течения газа через чувствительный элемент
1/ = 0,05-г-0,2 л/мин. Однако при таких
скоростях подача даже небольших порций
галогенов вызывает «отравление» датчика. Поэтому
в качестве оптимального режима в течеиска-
теле ГТИ-6 принята объемная скорость газа
через чувствительный элемент, равная 0,5—
0,7 л/мин при рабочей температуре эмиттера
800—850°С.
У течеискателя ГТИ-6 по сравнению с ГТИ-3
и ВАГТИ-4 габаритные размеры и вес
регистрирующего блока и датчиков существенно
ниже, надежность прибора значительно выше.
Для удобства работы в шумных помещениях
введен световой индикатор течи. Чтобы
обеспечить эффективную работу течеискателя в
атмосфере, загрязненной галогеносодержащими
веществами, при отыскании грубых течей
предусмотрено снижение чувствительности путем
плавной регулировки напряжения накала
датчика и загрубления усилителя постоянного
тока.
Предусмотрена возможность индикации
начального тока датчика и его компенсации в
широких пределах. Предусмотрены
специальные клеммы для подключения к прибору
средств автоматики или электронных
записывающих приборов.
В таблице приведены сравнительные
характеристики отечественных и лучших
зарубежных галогенных течеискателей.
Образцы ГТИ-6 прошли производственные
испытания в цехе домашних холодильников
(ЗИЛ) и с 1971 г. течеискатель будет
выпускаться серийно. После освоения ГТИ-6 течеис-
катели ГТИ-3 и ВАГТИ-4 будут сняты с
производства.
29
Показатели
Максимальная чувствительность
к потоку фреона, лмк\сек .
к утечкам фреона, г[год . .
к парциальному давлению
фреона, мм рт. ст. . . .
Постоянная времени, сек. . . .
Рабочее давление, мм рт. ст. .
Тип индикатора течи
Комплектация калиброванной
течью для проверки
чувствительности прибора
Потребляемая мощность, вт . .
Время безотказной работы, ч .
Габаритные размеры
регистрирующего блока, мм
Вес, кг
регистрирующего блока . .
атмосферного датчика . . .
вакуумного датчика ....
Стоимость прибора, руб. . . .
* Размеры течи близки к размера
** Жидкостная, для количественно!
гти-з
'«
2,5-lO
0,5
—
3
760
ВАГТИ-4
2,5-Ю-3
0,5
5-Ю-8
5
1(Г2ч-760
Стрелочный, звуковой
Нет
330
2500
315X239X210
10,0
2,0
—
216
м прибора.
\ оценки индицируе
Нет
180
2240
245X310X388
20,0
1 2>0
1,3
859
ГТИ-б
Ы0~3
0,2
МО"8
1,5
КГ6-- 760
Серия Н
фирмы
,Дженерал электрик»
1,3-10
0,25
—
2
—
Стрелочный, звуковой,
световой
Встроена
1 60
33H
360X160X200
10,0
!>3
0,75
-440
мых течей не пригодна.
Вынесена*
100
—
240X187X384
8,2
—
—
Серия HZ
фирмы ".Балцерсв
МО"
0,2
—
—
10--760
Стрелочный,
звуковой
Вынесена**
100
ЗЭ00
463X133X248
9,3
—
—
ЛИТЕРАТУРА
1. С и н е л ьн ико в К. Д., Берхоер
записки ХГУ, 1955.
2. BradlyR., Arking A., Beers
ohys.», 1960, Vol. 33, No. 3.
3. Карпов В. И., Фильченков Н. А.
Электронный галоидный течеискатель ГТИ-1. «Холодильная
Л. Д. Ученые техника», 1955, № 4.
4. Евлампиев А. И., Карпов В. И., Л е в и-
D. «J. Chem. на Л. Е. Эталон утечки для калибровки галоидных
течеискателей. «Холодильная техника», 1969, № 3.
Нормализованные термоэлектрические батареи типа «Селен»
В. Г. КАРПОВ, канд. техн. наук Д. А. ТАЙЦ, Г. А. ТЮЛЬПАНОВА, В. В. ЧЕРНЯВСКИЙ
СКБ полупроводниковых приборов
С каждым годом расширяется выпуск
термоэлектрических охлаждающих установок.
Один из реальных путей сокращения их
стоимости — использование однотипных
унифицированных термоэлектрических батарей.
В СКБ полупроводниковых приборов в
1969 г. создан ряд унифицированных
термоэлектрических батарей, включающий шесть
типоразмеров. При разработке ряда
максимально унифицировались конструктивные
элементы термобатарей и технологические приемы
изготовления.
Унифицированные термобатареи можно
применять как в мощных термоэлектрических
кондиционерах с воздушным и водяным съемом
тепла с горячих спаев, так и в небольших
холодильных камерах и миниатюрных
холодильниках.
621.565.83
Термобатареи выполнены в виде
компактного набора термоэлементов п и р-типов
проводимости, зазоры между которыми заполнены
эпоксидным компаундом. Форма токового
сечения ветвей — квадрат, средний зазор между
термоэлементами 0,2—0,3 мм. Заготовки
термобатарей получают путем разрезки блоков,
склеенных из специально отпрессованных
длинных термоэлементов. Путем одновременной
резки можно получить сразу 5—10 заготовок
батарей из одного блока. Технологический
процесс и конструкция батарей позволяют
одновременно коммутировать все коммутационные
пластины с обеих сторон модуля.
Трудоемкость производства одного модуля должна
составить 1,5—3 нормочаса.
В таблице приведены основные технические
характеристики термобатарей типа «Селен»
(рис. 1).
30
Показатели
CI
61X65,5X7
32,6
10X10
4
15
115
70
1,7
16
С2
45X39,5X7
14,5
6X6
4
18
48
26
2,0
7,1
сз
38X27,5X7
7,8
4X4
4
21
28
12
2,3
3,7
C4
19X30X7
3,6
4X4
4
10
13
12
1,1
1,7
C5
21X19X7
2,2
4X4
4
6
8
12
0,65
1,00
Сб
20X15X8
2,0
2X2
7
21
10,2
1,9
2,3
0,5
Размеры батареи, мм ....
Рабочая поверхность, мм2 . .
Сечение термоэлемента, мм .
Высота термоэлемента, мм
Число термопар .
Вес термобатареи, г
Максимальный ток, а . . . .
Максимальное напряжение, в
Холодопроизводительность, вт
Максимальный перепад температур на
спаях термобатарей, указанных в таблице, не
менее 50°С при температуре горячего спая
25°С.
Термобатарея С1 большой мощности
предназначена для кондиционеров и водоохлади-
телей.
Термобатареи С2 и СЗ средней мощности
рекомендуются для небольших кондиционеров и
холодильников большой и средней емкости,
охладителей узлов электронной аппаратуры.
Термобатареи С4 и С5 малой мощности
предназначены для термостатов и камер
небольшой емкости, охладителей элементов
радиоаппаратуры.
Термобатарея С6 малой мощности
рекомендуется для охлаждения и поддержания
режимов микромодулей, элементов радиосхем, для
работы от сети 6, 12, 24 в постоянного тока.
При конструировании термобатарей очень
важен правильный выбор токовой высоты
термоэлемента. Для этого был проведен технико-
экономический анализ рабочих характеристик
батарей разной высоты.
С уменьшением токовой высоты
термоэлемента при одних и тех же температурах на
спаях уменьшается удельный расход
термовещества на единицу выработанного холода [1].
Однако в связи с ростом плотности теплового
потока на спаях при пониженных высотах
должны предъявляться более жесткие требования
к системе теплоотвода, в частности, к величине
удельного термического сопротивления тепло-
отвода (по отношению к единице поверхности
термоэлемента). Стоимость теплообменников
при этом сильно возрастает.
При разработке термобатарей типа «Селен»
1. Термоэлектрические батареи типа «Селен».
предусматривалось применение механического
прижима через теплопроводную смазку для
сопряжения плоскости спаев и системы тепло-
отвода. По исследованиям, проведенным в
СКВ полупроводниковых (приборов, контактное
сопротивление батарея — теплоотвод при
смазке КПТ-0,8 составляет 1—1,5 град-см2/вт.
Оптимальную высоту термоэлемента
определяли из условия минимума суммы стоимости
термобатареи и затрат энергии при
эксплуатации в течение 20 000 ч в транспортных
условиях. При разности температур среды 20°С и
приведенных коэффициентах теплоотдачи на
спаях 0,1—0,5 вт/(см2-град) оптимальная
высота составляет 3—5 мм. При разности
температур среды, отдающей и поглощающей тепло
термобатареи, 40°С и тех же коэффициентах
теплоотдачи оптимальной оказывается высота
4—6 мм. Таким образом, при разности
температур, большей 20°С, экономия
полупроводникового вещества, полученная при уменьшении
токовой высоты, не всегда оправдывает
усложнения системы теплоотвода и ухудшения
холодильных коэффициентов. При разности
температур, меньшей 10°С, использование
термобатареи с высотой около 2 мм может оказаться
рациональным.
Учитывая, что подавляющее большинство
термоэлектрических устройств работает с
перепадами по средам более 20°С для
термобатарей С1—С5 была выбрана высота
термоэлемента 4 мм, которая принята большинством
фирм, выпускающих термобатареи [2].
Самая маломощная термоэлектрическая
батарея ряда «Селен» С6 выполнена высотой
7 мм и сечением 2x2 мм. Наличие такой
термобатареи позволяет в ряде случаев
использовать для питания термоэлектрического блока
непосредственно бортовую сеть 6, 12, 27 б без
специальных преобразователей.
В качестве основного параметра,
характеризующего каждую батарею, принята в
соответствии с работами [2—3] максимальная
холодопроизводительность в режиме еШах при перепа-
А*тах
де температур на спаях .
31
-60 -50 -40 -JO -20 -10 О 10 20 30
ю го
40 50 60 70
N
v
л
\са
V \
\
\сг>
t\
\ \
\&
СП \
у
V*
& s
V
\^>
\J
<**
\
к
-60 -50 -W -30 -20 -10 О 10 20
tx,°o
г- О
5
ую
У15
\-20
¦25
30
¦35
40
\-45
50
55
\-60
\-65
\-70
У75
. 80
\-85
QD,6m
\7\
*Г
1
1
1 у
и
1
/
л
щ
I
1
1
7
//
/
/
/
7
1
1
7
//
{ 1
1
1
1
V
/J
У
/ /
1
1/
i
1
11
/
/
1*1
а
//}
If
1/
i
1.
II
//>
%
f\
10 20 30 40 50
60 70
tr,°C
Рис. 2. Номограмма для определения холодопроизводительности термобатареи
типа О.
Стандартная холодопроизводительность д0
батарей «Селен» соответствует Д?=30°С (по
спаям) при токе
и температуре
горячего спая 30°С. Указанный режим, с одной
стороны, соответствует условиям работы
значительного числа устройств, а с другой —
позволяет выполнить простой пересчет
холодопроизводительности для режима QmRX при At=30 и
0°С. Значение Qmax при Д/=30°С примерно
равно 2 д0, а при A*=0°C«4 q0. При Д/=30°С
холодильный коэффициент &~""J*> а при At =
= 0°С А:
4
холодильный
коэффициент термобатареи «Селен» в стандартном
режиме).
Энергетические характеристики
термобатарей «Селен» отражены на специально
разработанных номограммах.
Принцип, использованный при построении
номограмм, позволил учесть температурные
зависимости свойств термовещества.
Номограммы дают возможность получить величину
холодопроизводительности при заданных
значениях тока и температурах спаев. Помимо
номограмм для Q0, для каждой батареи
построена номограмма для определения
мощности, потребляемой термобатареей.
На рис. 2 приведена номограмма для
расчета холодопроизводительности термобатареи
типа С1. Эту номограмму можно использовать
для определения характеристик батарей
С1—С5. При этом необходимо изменить
масштабы следующим образом: 1 а на
номограмме С1 будет соответствовать 0,36 а для С2 и
0,16 а для СЗ, С4, С5; 1 вт на номограмме С1
будет соответствовать 0,432 вт для С2,0,222 вт
для СЗ, 0,107 вт для С4 и 0,064 вт для С5.
Серийное производство термобатарей
«Селен» осваивается на Львовском заводе «Био-
физприбор».
ЛИТЕРАТУРА
1. Бур штейн А. И. Физические основы расчета
полупроводниковых термоэлектрических устройств. М.,
Физматгиз, 1962.
2. Орлов В. С. Разработка градации батареи для
термостатов и холодильников. Отчет ВНИХИ, 1969.
3. И о ф ф е Д. М, Орлов В. СО градации
термоэлектрических охлаждающих батарей. «Холодильная1
техника», 1969, № 2.
Токсическое действие высоких концентраций фреона-12
Канд. биол. наук В. А. ШУГАЕВ
В холодильных установках широко
используются углеродные- и углеводородные фтор-
хлорсодержащие соединения, для которых
характерна .повышенная способность к утечкам.
В работах [1, 2] фреон-12 рассматривается
как соединение, не способное оказывать
вредного воздействия на организм. Отравление
возможно лишь при утечке фреона-12 в
большом количестве и не из-за его токсичности
как химического вещества, а в результате
снижения парциального давления кислорода во
вдыхаемом воздухе (гипоксии).
Результаты выполненных нами
исследований свидетельствуют о достаточно
выраженном токсическом действии фреона-12.
В первом варианте опытов белые мыши
подвергались двухчасовому ингаляционному
воздействию фреоно-воздушной смеси
(концентрация фреона-12 70% по объему, кислорода
7,4%). За время воздействия все мыши
погибли.
Во втором варианте опытов была
использована смесь воздуха с азотом, без фреона, с
содержанием кислорода 6,5%. Животные
выжили.
В третьем варианте опытов в состав
фреоно-воздушной смеси входило 70% фреона-12 и
20,6% кислорода. В результате двухчасового
воздействия смеси погибло 80% животных.
Следовательно, гипоксия в той степени, в
какой она была выражена в первом и втором
вариантах опыта, сама по себе не приводит
к гибели животных. В то же время в
результате токсического воздействия фреона-12 при
достаточном содержании в смеси кислорода
гибнет 80% животных. Аналогичные сведения
имеются в литературе.
Как показали опыты, под влиянием
высоких концентраций фреона-12 (по объему)
снижается кровяное давление [3]. Пороговая
концентрация, установленная нами в опытах на
белых мышах по влиянию на
условно-рефлекторную деятельность, составляла 324 мг/л
F% по объему) [4]. Образование таких
концентраций фреона-12 в обычных
производственных условиях практически исключается.
Эднако при авариях, когда одновременно
5ольшое количество холодильного агента
поступает в воздушную среду, концентрация
фреона-12 может значительно повыситься.
621.564.25
В. В. Сосин и др. [5] наблюдали, что люди,
которые подверглись в течение 1—4 мин
воздействию среды, содержащей 39% фреона-12
и 10,5% (объемных) кислорода, ощущали
удушье, першение в горле, неприятный
металлический вкус во рту, боль за грудиной. Затем
появилось дрожание рук и ног,
головокружение, резкая слабость, частый пульс и слабое
его наполнение. Кровяное давление снижалось.
Такое же, хотя и более слабое действие
фреона-12 отмечалось при значительно меньших
концентрациях, но большей длительности D ч).
Наличие нагретых поверхностей или
открытого пламени в присутствии фреона-12 ведет
к образованию продуктов его пиролиза —
фосгена, фтористого и хлористого водорода,
обладающих значительно более высокой
токсичностью, чем сам фреон. В литературе приведены
сведения об отравлении продуктами пиролити-
ческого распада фреона-12. Потерпевшие в
основном относятся к группе людей,
обслуживающих холодильные установки.
В Советском Союзе не установлена
предельно допустимая концентрация фреона-12 для
помещений промышленных предприятий. В
качестве ориентировочной (полученной
расчетным способом) предлагается явно завышенная
концентрация 10 мг/л [6]. При разработке
норм предельно допустимой концентрации
фреона-12 необходимо учитывать требования
к обоснованию предельно допустимой
концентрации для химических веществ, а также
возможность образования продуктов разложения
при контакте фреона-12 с нагретыми
поверхностями.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бадылькес И. С. Рабочие вещества и процессы
холодильных машин. М., Госторгиздат, 1962.
2. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Кн. I. M., Госторгиздат, I960.
3. Шугаев В. А. Материалы к сравнительной
токсикологической оценке фреона-12 и фреона-22. В сб.
«Кондиционирование воздуха и рефрижерация на
судах», вып. 7. Л., 1964.
4. Шугаев В. А. К токсикологии фреона-12.
«Гигиена и санитария», 1963, № 6.
5. Сосин В. В. и др. Случай отравления фреоном.
«Военно-медицинский журнал», 1962, № 11.
6. К а р п о в Б. Д. Смертельные и минимально
действующие (пороговые) концентрации фреонов.
Труды Ленинградского санитарно-гигиенического
медицинского института, т. 75. 1963.
¦
Изменение кутикулы яблок в период их созревания и холодильного хранения
Доктор техн. наук, проф. А. А. КОЛЕСНИК, С. С. ХОВАНСКАЯ
Московский институт народного хозяйства им. Г. В. Плеханоза
634.11.037.5:66.014
Химический состав плодов исследуется в
течение длительного времени. Однако многие
жизненно важные компоненты, например,
кутикула, еще не изучены. Кутикула — это
естественное защитное покрытие, образуемое на
наружных стенках эпидермальных клеток, ли-
поидное по природе.
Функции кутикулы как естественного
защитного покрытия разнообразны. Она устойчива
к механическим повреждениям, поэтому
защищает от разрушительного действия
микроорганизмов и атмосферной влаги. Поверхностный
воск снижает смачиваемость поверхности
плодов, а следовательно, и проникновение
химических веществ, используемых для
опрыскивания [1, 2].
Кутикула защищает растения от
чрезмерной ультрафиолетовой радиации, поскольку
неровный восковой покров рассеивает свет,
а некоторые компоненты кутикулы, такие как
полифенолы, его поглощают [3].
Из-за ограниченной проницаемости кутику-
лярной мембраны для С02 и 02 она влияет на
внутритканевый газовый состав плодов и
интенсивность дыхания.
Кутикула эффективно ограничивает транс-
пирацию в результате полной гидрофобное™
воска, хотя кутикулярная транспирация имеет
место, так как кутин характеризуется слабо
выраженной полярностью [3—6].
Развитие загара у плодов при хранении
связано с изменением содержания ненасыщенного
сесквитерпенового углеводорода а-фарнезе-
на [7].
Внешний вид плодов, яркость их окраски
определяется количеством поверхностного
воска, его рисунком. Характерный сизоватый
матовый налет, особенно хорошо заметный у
сливы, обусловлен поверхностным воском [3].
Кутикула представляет комплекс различных
соединений. Основными ее структурными
компонентами являются кутин и воск. Кутин
образует остов кутикулярной мембраны, в
котором пустоты заполнены субкутикулярными
отложениями воска. На поверхность мембраны
вытесняется значительное количество воска,
образующего поверхностный воск [1—3].
Пектин и целлюлоза клеточных стенок как
бы растворяют кутин по мере того, как
мембрана сливается с наружными эпидермальны-
ми клетками.
В состав воска входят высокомолекулярные
алифатические соединения — углеводороды,
спирты и кетоны, свободные кислоты,
альдегиды, сложные эфиры, а также тритерпены—
урсоловая, олеаноловая кислоты и сесквитер-
пеновый углеводород а-фарнезен.
Кутин, химически стойкое образование, гид-
ролизующееся только под действием
спиртовой щелочи, представляет собой полимер мо-
нокарбоновых и оксикарбоновых кислот.
Состав его еще не вполне изучен. В состав
кутикулярной мембраны входят соединения нели-
пидного характера, такие как целлюлоза,
пектиновые вещества и фенолы [4, 8].
В нашем исследовании были изучены
интенсивность образования и характер изменения
компонентов кутикулы во время развития и
при различных условиях хранения яблок.
Исследовали яблоки сортов Осеннее
полосатое, Антоновка, Пепин шафранный и
Славянка, выращенных в саду Сельскохозяйственной
академии им. Тимирязева.
Первый анализ был проведен на завязях
через месяц после полного цветения, а затем на
плодах съемной зрелости.
Опытное хранение осуществлялось в
холодильных камерах Московского института
народного хозяйства им. Г. В. Плеханова при
температуре около 0°С.
Для ускоренного созревания некоторое
количество плодов хранили при комнатной
температуре.
Плоды хранили также в модифицированной
атмосфере в полиэтиленовых контейнерах с
силиконово-каучуковыми вставками на
Краснопресненской плодоовощной базе при 0°С.
Для одного опыта использовали 50 завязей
или 10 зрелых плодов. Поверхностный воск
экстрагировали, погружая целые плоды
каждый отдельно последовательно в четыре
порции хлороформа при комнатной температуре.
Взятое количество хлороформа должно
покрывать плод [9]. У плодов после удаления
поверхностного воска срезали диски и зачищали их
от мякоти. С плодов срезали 100 дисков
площадью по 3 см2. Диски сушили при 40°С и
экстрагировали хлороформом включенный воск
в аппарате Сокслета 3 ч. Полученные
экстракты фильтровали. Объем фильтратов
поверхностного воска доводили до 500 мл. Затем
растворитель отгоняли в токе азота под ваку-
34
умом при температуре 50°. Под конец отгона
температуру снижали до 40°С. Воск
взвешивали и рассчитывали в мкг на 1 см2
поверхности плода.
Из исследованных сортов яблок завязи
Пепина шафранного и Славянки имели наиболее
толстую кутикулярную мембрану с
наибольшим содержанием кутина (табл. 1). Самый
плотный восковой покров образовался у
завязей Пепина шафранного. Самая тонкая
мембрана была у завязей Антоновки.
По содержанию веществ нелипидного
характера и целлюлозы различие между
сортами было незначительно.
В процессе созревания плодов толщина ку-
тикулярной мембраны возрастала в основном
за счет кутина. Этот компонент занимает
наибольший удельный вес в кутикулярной
мембране. Его содержание увеличилось в 1,5—2,0
раза. Содержание целлюлозы возросло в 4—9
раз в 1968 г. и в 2—2,5 раза в 1969 г. в
зависимости от сорта.
Содержание веществ нелипидного
характера изменялось незначительно.
Плотность поверхностного воска
уменьшилась, а включенного увеличилась. Возможно,
что в период созревания плодов выпрессовы-
вание воска на поверхность замедляется, а в
основном накапливается включенный воск.
Образование включенного воска идет тем
интенсивнее, чем больше возрастает толщина
кутикулярной мембраны. У Славянки и
Антоновки толщина мембраны возросла
соответственно на 1500 и 700, а включенный воск
увеличился на 330 и 45 мкг/см2.
' Уменьшение содержания поверхностного
воска связано с приростом поверхности
плодов, так как интенсивность образования
поверхностного воска растет значительно
медленнее, чем поверхность плодов.
В процессе созревания между сортами
наблюдалось различие в интенсивности
образования воска. С наибольшей интенсивностью
накапливали воск Осеннее полосатое и
Славянка, с меньшей — Пепин шафранный и
Антоновка. В процессе созревания произошло
перераспределение сортов по содержанию воска.
К моменту сбора наибольшее содержание
воска отмечалось у сорта Славянка, затем в
убывающем порядке: Осеннее полосатое,
Пепин шафранный, Антоновка.
В процессе хранения у всех сортов
наблюдалось увеличение воска. Наибольший прирост
воска происходил в первые месяцы хранения.
Изменение содержания общего количества
воска (мкг/см2) во время хранения яблок при
0°С приведено в табл. 2.
Увеличение общего количества воска за
1-й месяц хранения происходило с разной
скоростью у яблок различных сортов: Славянка
328, Осеннее полосатое 190, Пепин
шафранный 196 и Антоновка 73 мкг/см2. У плодов,
обладающих меньшей лежкоспособностью (сорт
Осеннее полосатое), прирост общего
количества воска замедляется значительно раньше,
чем у плодов сортов более длительных сроков
хранения (табл. 2).
Период замедления накопления воска
связан с достижением плодами высокого
товарного качества. Период перезревания плодов
характеризуется почти полным прекращением
накопления воска.
Повышенные температуры хранения
стимулируют накопление плодами воска. Влияние
Таблица 1
Сорт
Состав кутикулярной мембраны завязей и
зрелых плодов урожая 1968 г., мкг/см
о ы
ж ^
X О
схю
со >я
о 3
И я
»я
нны
о»
3*
2 *
« о
Ю 0Q
• «
Я «
4 ^
о о
а» о
а) аз
5 <¦>
хо а»
О Т
X
S
н
>>
«
оза
2
си
Я"
,
ва не
ого
ера
о Я Н
о «=* «
я* 2
я с о.
о» я га
я ч х
н 2
Осеннее полосатое
завязи . . . .
зрелые плоды
Антоновка
завязи . . . .
зрелые плоды
Пепин шафранный
завязи . . . .
зрелые плоды
Славянка
завязи . . . .
зрелые плоды
664
404
462
355
1000
428
710
664
312
463
302
347
236
271
352
684
976
867
764
712
1236
699
1062
1348
83Э
1420
740
1060
930
980
890
1990
70
290
40
330
70
410
60
340
360
440
300
320
360 !
290
350
510
2235
3317
1844
2452
2596
2379
2372
2840
Таблица 2
Сорт
Антоновка
Славянка
Содержание общего количества воска во время
хранения яблок при 0° С, мкг/см2
23/IX | 29/Х
867
712
699
1 1348
1057
785
895
1676
2/XII | 8/1 | 10/11 | 4/Ш | 10/IV
1110
853
940
1747
1096
752
1006
1910
755
1018
1796
802
994
1901
1013
1726
температуры хранения на образование
общего количества воска (мкг/см2) видно из
табл. 3.
Таблица 3
! •
Сорт
Антоновка
Пепин шафранный
Славянка
Общее количество
воска, мкг/см'2
6 недель
при 0° С
956
676
825
1449
1 неделя при 1
20° С после
6 недель
при 0° С
1154
805 |
1052 1
1796
Хранение плодов сорта Розмарин и Ренет
Симиренко в хмодифицированной атмосфере,
содержащей 3—6% 02 и 3—5% С02 в
течение 5,5 месяца при 0°С почти не тормозило и
не стимулировало накопление плодами воска
сравнительно с хранением в воздухе. Влияние
модифицированной атмосферы на
образование воскового покрытия плодов (мкг/см2)
показано в табл. 4.
Таблица 4
Сорт
Розмарин . . .
Ренет Симиренко
Количество воска, мкг/см7 1
воздух
общий
1320
[ 1074
поверхностный
656
635
включенный
664
438
атмосфера с
содержанием 3—6% 02
и 3-5% С02
общий
1439
1023
поверхностный
652
572
включенный
787
451
При хранении плодов углеводородная
фракция поверхностного и включенного воска
подвергалась незначительным изменениям.
Удельный вес углеводородной фракции
поверхностного воска достигал 10—20%, а включенного
1—2,5%. Наибольшее количество
углеводородной фракции содержалось в
поверхностном воске лежкоспособного сорта Пепин
шафранный.
Сложные эфиры в составе поверхностного
воска яблок исследованных сортов занимали
до 50%. По мере хранения наблюдалось
постепенное увеличение содержания сложных
эфиров в составе поверхностного воска.
В изменении эфиров в составе включенного
воска по мере хранения яблок явной
тенденции не выявлено.
Урсоловая кислота — основной компонент
воска плодов. Больше урсоловой кислоты
находится во включенном воске.
По мере хранения плодов разница между
содержанием урсоловой кислоты во
включенном и поверхностном воске остается
постоянной при незначительном снижении ее
содержания в воске обоих типов.
В поверхностном и включенном воске
содержится не более 15% кетонов и спиртов.
В процессе.хранения их содержание
колеблется незначительно.
Свободные кислоты в воске составляют не
более 5% и по удельному весу являются
наименьшей фракцией. Свободные кислоты во
включенном воске в процессе хранения яблок
обнаруживают незначительную тенденцию к
понижению, тогда как в поверхностном воске
имеет место увеличение количества свободных
кислот.
Выводы
Исследованные сорта яблок отличаются по
содержанию и интенсивности образования
общего, поверхностного и включенного воска.
Наиболее интенсивное накопление воска
происходит в течение первых месяцев
хранения, а затем скорость его образования
стабилизируется. Период замедления накопления
воска у плодов связан с достижением
плодами высоких товарных качеств.
Наиболее короткий период от начала
образования воска оказался у наименее
лежкоспособного сорта Осеннее полосатое.
Это указывает на связь между накоплением
воска и прохождением отдельных фаз в
процессе хранения плодов.
Повышенные температуры при хранении
стимулируют процесс образования воска. Од-
36
дако разные сорта плодов в различные
периоды хранения неодинаково реагируют на
повышение температуры.
Качественный состав воска изменяется во
время хранения. Наиболее значительным
колебаниям подвержены фракции урсоловой
кислоты и сложных эфиров.
Хранение плодов в модифицированной
атмосфере не оказывает заметного влияния на
накопление плодами воска и на его состав.
ЛИТЕРАТУРА
1. Е glint on J., Hamilton R. «Science», 1967,
Vol. 156, №• 3780.
Исследование массообмена
при конденсации смесей
фреонов-12 и 22
на горизонтальной трубе
Доктор техн. наук В. Ф. ЧАЙКОВСКИЙ, канд. техн. наук
Р. А. БАХТИОЗИН, Р. А. ДОМАНСКИЙ
Одесский технологический институт пищевой
промышленности им. М. В. Ломоносова
(Из диссертационной работы Р. А. Доманского)
66.095.3/.4.001.5:621.564.25
Проведенными ранее исследованиями [1] установлено,
что применение неазеотропных смесей холодильных
агентов позволяет интенсифицировать работу
холодильных машин без. дополнительных конструктивных
изменений и капитальных затрат. Объемные и энергетические
характеристики холодильных машин, работающих на
некоторых смесях фреонов, оказываются лучше, чем
при работе на чистых фреонах.
Вместе с тем практическое использование смеси в
качестве холодильных агентов выдвигает ряд задач,
среди которых важное значение имеет исследование
теплоотдачи при конденсации.
В отличие от чистых холодильных агентов при
конденсации смеси происходит не только тепло-, но и мас-
сообмен. При совместном протекании этих процессов
наблюдается их взаимное влияние, учесть которое
аналитически сложно. Основным путем решения этого
вопроса является эксперимент и обработка опытных
данных методами теории подобия.
Берманом [2] впервые получена система
критериальных уравнений для конденсации парогазовой смеси, где
частично учтено взаимное влияние тепло- и массообмена
2. Overbeek J. «Annual Rev. Plant Physiol.», 1956,
Vol. 7.
3. Колесник А. А., Хованская С. С. Природа
и значение кутикулы у плодов. «Сельское хозяйство
за рубежом. Растениеводство»,' 1969, № 5.
4. В а к е г Е., М a r.t i n J. «Nature», 1963, Vol. 199,
№ 4900.
5. Морозова Н. П., С альков а Е. Г. Изучение
состава кутикулы яблок. «Прикладная биохимия и
микробиология», 1966, том 2, вып. 3.
6. Ни el in F., Gallop R. «Austral. J. Scient. Res.»,
1951, Vol. 4, № 4.
7. H и e 1 i n F., С о g g о 1 a G. «J. Sci. Food and Agric»,
1970, Vol. 21, № 1.
8. Baker E. et al. Ann. Rep. Long Ashton. Res. Sta.
1961.
9. Martin J. «J. Sci. Food and Agric», 1960, Vol. 11,
№•. 11.
В случае конденсации двухкомпонентной смеси
паров, образующих взаимно растворимый конденсат,
критериальная зависимость для массообмена имеет вид [3]:
NuD - 2'~w^ =/(Re, Аг, nw, PrD), A)
где Nud — критерий Нуссельта (диффузионный);
гь w\v — весовая концентрация фреона-12
соответственно в конденсате и в паре у поверхности
конденсации;
Re —критерий Рейнольдса;
Аг —критерий Архимеда;
Пуо—критерий, учитывающий влияние потока
вещества на гидродинамические условия;
Рги — критерий Прандтля (диффузионный).
Подобная зависимость (без влияния Re и Аг) была
получена в работе [3] для конденсации неподвижных или
медленно движущихся бинарных смесей (этанол—вода,
ацетон—вода, этанол—пропанол, этанол—бутанол).
Чтобы получить конкретную формулу для
конденсации смесей фреонов-12 и 22, авторами было проведено
экспериментальное исследование на установке,
показанной на рис. 1.
Эксперименты проводили на медной горизонтальной
трубе длиной /=560 мм, диаметром d = 20 мм при трех
температурах насыщения: 30, 40, 50°С. Тепловая
нагрузка измерялась в пределах 450—30000 вт/м2, разность
температур между паром и стенкой трубы составляла
1—30°С.
. Насыщенные пары, образующиеся в электрическом
испарителе, осушаются в сепараторе, а затем
направляются через подогреватель в конденсатор. Перегрев паров
на 0,1—0,3°С обеспечивается автоматически.
Для визуального наблюдения за процессом
конденсации предусмотрены два смотровых окна,
расположенных сбоку и сверху кожуха конденсатора.
Жидкая фаза из нижней части конденсатора
самотеком поступает в полость объемного расходомера, а
затем в испарительную систему.
.-.Перед заполнением установка тщательно вакуумиро-
валась — остаточное давление не превышало
0,05 мм рт. ст.
37
Рис. 1. Схема экспериментальной установки:
/ — испаритель; 2 — водоподогреватель; 3 —
пароподогреватель; 4 — бак постоянного уровня; 5 —
конденсатор; 6 — объемный расходомер; 7 — мерный бак; 8 —
вакуумный насос; 9 — ресивер; КТ — контактный
термометр; Т — ртутный термометр; М — манометр; П —
маета отбора проб; ЛТ-2 — лампа; ВИТ-1А — прибор
для замера глубины вакуума.
Для осушки фреона от влаги использовался фильтр,
заполненный предварительно прокаленным цеолитовым
адсорбентом марки Na-A.
Удельная тепловая нагрузка определялась по воде
и сверялась по конденсату. Максимальное расхождение
не превышало ±8%.
Температура пара в конденсаторе измерялась тремя
термопарами, расположенными в разных его местах.
Давление пара в испарителе и конденсаторе
определялось образцовыми манометрами класса 0,4.
Температура поверхности опытной трубы измерялась в трех
сечениях по длине и в трех точках в каждом сечении. За
температуру стенки принимали усредненную
температуру девяти термопар. Температура охлаждающей воды
измерялась ртутными термометрами с ценой деления
0,ГС и термопарами (по две на входе и на выходе).
Все термопары медь-константановые, диаметр медного
I
Ни *'~*Ч
NUj} Zj «j
Prf3
2
10г\
9
8
7
6
5
и
3
2
W
Л
О
! i >^°
ал
и
\Je*
I
о
, оА
|/оо
оо
8
J
00
I
ЭЭ
о?
^ь
Li
а|
Q&fib |
о
J
5 6 7 8 9/0'
Рис. 2. Зависимость комплекса
J 4 5 6 7 8 3W* 2
- от nw.
3 4
•70*/It
fUf
Nu
D *'
pr0,33
провода 0,1 мм, константанового — 0,15 мм. Термо-э.д.с.
измерялась низкоомным потенциометром Р-307.
Состав смеси определялся универсальным
лабораторным хроматографом УХ-1 с детектором по
теплопроводности. Хроматограф предварительно калибровали по
известной методике [4]. Точки отбора проб показаны на
рис. 1.
Содержание фреона-12 в паре изменялось от 5 до 95%.
Как показали результаты обработки опытных
данных, коэффициент массопередачи практически не
зависит от критериев Re, Ar, а показатель степени при кон-
центрационном комплексе
чр
равен
При обработке экспериментальных данных
рассчитывали
Nur
vip ___ qd
гл —w
ip .
r?xD
;\p
nw-^; PrD- D,
где q — удельная тепловая нагрузка, вт/м2;
d — наружный диаметр трубы, м;
г — теплота парообразования, дж/кг;
рх — плотность пара при составе конденсата и
температуре конденсации, кг/мъ\
D — коэффициент диффузии, м2/сек\
W\—весовая концентрация фреона-12 в паре ядра
потока;
jli — коэффициент динамической вязкости смеси,
н • сек/м2;
v — коэффициент кинематической вязкости смеси,
м2/сек.
В результате обработки опытных данных в настоящей
работе получена зависимость
Nur
^ = 2,5.П^'8.Рг%33. ' B)
Максимальный разброс опытных данных относительно
осредняющей прямой не превышал ±15% (рис. 2).
Зависимость B) может быть использована для
расчета необходимой поверхности тепло- и массообмена при
конденсации практически неподвижного пара смеси
бинарных низкокипящих веществ на наружной поверхности
одиночной горизонтальной трубки.
Основная трудность при расчете поверхности тепло-
и массообмена заключается в определении температуры
на границе раздела фаз. Опытным путем установить
эту величину практически невозможно. Совместное
решение методом последовательных приближений
уравнения B) и уравнения
<7=ClNu(^p—tCT )
позволяет найти tv
Здесь (Хлм1 — коэффициент теплоотдачи, подсчитанный
по формуле Нуссельта;
/р — температура поверхности раздела фаз;
?ст — температура наружной поверхности стенки
трубы.
Значения W\p и Z\ определяют по температуре и
давлению на границе раздела фаз, используя
диаграмму равновесия пар — жидкость для данной смеси.
Свойства жидкости и паров смеси с достаточной
инженерной точностью рассчитывают по работе [5].
ЛИТЕРАТУРА
1. Ч а й к о в с к и й В. Ф. и др. Применение смесей
холодильных агентов в компрессионных холодильных
машинах. Труды конференции по перспективам
развития и внедрения холодильной техники в народное
хозяйство СССР. М., Госторгиздат, 1963.
2. Берман Л. Д. О критериях подобия совместно
протекающих процессов тепло- и массообмена в
гетерогенных системах. Ж.Т.Ф., т. XXVIII, вып. II, 1958.
3. Б о б е Л. С, Семихатов С. Н. Расчет
поверхности тепло- и массообмена при конденсации паров
двухкомпонентной смеси. «Химическое
машиностроение», 1964. № 2.
4. Чайковский В. Ф., Силина Л. В., Писа-
ченко А. II. Анализ фреонов методом
газожидкостной хроматографии. «Холодильная техника ,и
технология», 1967, № 5.
5. Б р е т ш н а й д е р С. Свойства газов и жидкостей.
М., «Химия», 1966,
Обобщение данных
по теплоотдаче
при кипении аммиака
Доктор техн. наук Г. Н. ДАНИЛОВА, А. В. КУПРИЯНОВА
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
(Из диссертационной работы А. В. Куприяновой)
621.57.048:621.564.22:536.24
Горизонтальные аммиачные кожухотрубные
испарители холодильных машин работают при тепловых
нагрузках ^ = 1000—5000 вт/м2 и давлениях кипения р=0,8—
3 кгс/см2. Экспериментальное исследование теплообмена
и визуальные наблюдения за процессом показали, что в
этих условиях кипение аммиака имеет весьма
неразвитый характер [1, 2] и на интенсивность теплообмена
существенное влияние оказывает свободная конвекция.
Для обобщения опытных данных, полученных нами
при кипении аммиака на одиночной трубке, был применен
метод [3], предложенный для учета совместного влияния
скорости циркуляции и теплового потока на теплоотдачу
при кипении внутри трубок.
В нашем случае учитывалось совместное влияние
свободного движения и кипения.
Опытные данные [1, 2], относящиеся к интервалу
тепловых нагрузок 400—90000 вт/м2 и температур кипения
to=—40-r--f 20°C, были обработаны в виде зависимости
"о V ао /
@
где (Хоп, а0, ак — коэффициенты теплоотдачи,
полученные соответственно в опытах при
свободном движении и при развитом
кипении.
Величина а0 рассчитана по уравнению Михеевой
Nu0 =0,50(GrPrH'25, V)
а ак — по уравнению, полученному в работе [1],
Nu*=0,37 Re2'7 Kp0'7 Pr0'35. C)
Опыты, проводимые на одиночной трубке при
изменении тепловых нагрузок от максимальных к
минимальным и ют минимальных к максимальным (сверху вниз
и снизу вверх), обрабатывали раздельно.
39
Результаты обработки для первого случая (сверху
вниз) приведены на рис. 1. Линия /, усредняющая
экспериментальные данные, соответствует уравнению
-V
i +
Если выражение D) представить в критериальном
виде, то получим
Nuon = Nu0 1 +
0,37Re2-7Pr0'35Kp0'41n0S
0,50(GrPr)°'2!4
E)
В критериях Niion, Nu0 и Gr определяющим
размером /о служит диаметр трубки d, а в критерии Re*
определяющий размер /* равен
о
/:
При
1 — Т
0,1 теплообмен характеризуется свобод-
процессом кипе-
ной конвекцией, аОп = а0; при —>4
Ч
ния, а0п — ак.
Для случая изменения q снизу вверх обработка
данных в тех же координатах приводит к формуле- (см.
рис. 1, линия 2)
-^ = 1+0,12(-~V; F)
ао \ «о У
при — < 0,4 аОп = а0, при — > 7 аоп = ак. Область
ао ао
совместного действия свободной конвекции и кипения на
рис. 1 при А)=—40ч- + 20°С соответствует <7= 1000—
35000 вт/м2.
На рис. 1 приведены также результаты
обработки опытов авторов с фреоном-22 [2] и опытов
Гельперина и Когана с водой [4], кипящей при
атмосферном давлении и g = 270-f-13000 вт/м2. Значения ао в обоих
случаях рассчитывали по уравнению B), значения ак
для фреона-22 определяли по формуле Даниловой [5],
для воды — по формуле Кутателадзе [3].
Как видно из рис. 1, зависимость для воды и
аммиака оказывается одинаковой, тогда как для фреонов влия-
а0
1
1
,
i ! | i ! ' ! i ¦ ^Л
i . ; ¦ j i , ! i ; i6 ' У*
; , i i ! : i : ! ; ni :У?
1 I I • В j^V0'
: ! ; *yv'
I 1 О ^ /
M ¦¦ = ¦¦ '«^л :
э | : 1Г"
"TO
о ! . ° U i ' ' '
я ! I ' i i
i !
ДО7 fl/
#<? flj /tf /?7 W
1 7^
» ' rt.
Рис. 1. Обобщение опытов с аммиаком, фреоном-22 и
водой при кипении на одиночной трубке:
•=1+0,12 — ;
3
фреон-22; О — NH3;
Н20,
ние свободного движения перестает сказываться на теп-
лоотдаче при значительно меньших значениях —
D) (— =1,6 для фреона-22 и — «4 для воды
ка). Это объясняется более благоприятными
условиями возникновения паровой фазы и большим числом
центров парообразования при кипении фреона по сравнению
с аммиаком и водой из-за меньшего поверхностного
натяжения и большего приведенного давления фреонов.
Поскольку при работе испарителей их тепловая
нагрузка может изменяться как сверху вниз, так и снизу
вверх в качестве основы расчетной формулы для
испарителей рекомендуется уравнение F), дающее меньшие
значения коэффициента теплоотдачи.
Для приближения условий опытов к условиям работы
горизонтальных кожухотрубных испарителей были
проведены опыты с аммиаком на шестирядном пучке трубок.
При расположении пучка трубок в кипятильнике без
обечайки влияние рядности слабо сказывалось на
теплоотдаче [1], что можно объяснить неупорядоченным
характером обтекания отдельных рядов жидкостью и паром.
В нескольких сериях опытов экспериментальный
пучок ограждался обечайкой из жести от основной массы
жидкости в кипятильнике. В этом случае создавалось
направленное движение жидкости и парожидкостной
смеси вдоль рядов трубок пучка. Коэффициенты
теплоотдачи возрастали при переходе от нижних рядов к верхним.
Визуальные наблюдения показали, что и в случае
кипения аммиака на пучке трубок при д=103ч-104 вт/м2
процесс парообразования развит слабо.
Опытные данные для пучка в обечайке были
обработаны таким же способом, как и для одиночной трубки.
Результаты обработки по усредненным для каждого
ряда данным приведены на рис. 2, а, из которого видно,
что и при кипении аммиака на пучке трубок
существенное влияние на теплообмен оказывает свободная
конвекция.
Судя по данным рис. 2, а, теплоотдача ' изменяется
по рядам в основном в зависимости от условий
свободной конвекции.
На рис. 2, б построена зависимость
*ср
/ -
для пучка трубок. Там же нанесена линия /, которая
обобщает опытные данные по кипению аммиака на
одиночной трубке и соответствует уравнению F).
Средние коэффициенты теплоотдачи шестирядного
пучка в обечайке и без обечайки можно обобщить
одной усредняющей кривой 2 (с точностью ±10%).
Анализ данных рис. 2, б показывает, что теплоотдача пучка
трубок увеличивается по сравнению с теплоотдачей
одиночной трубки в 1,4 раза
аср \
— = 1,4)
Учитывая это,
средний коэффициент теплоотдачи при кипении аммиака
на пучке трубок можно рассчитывать по формуле
"ср
1,4 + 0,17
G)
Для упрощения расчетов критериальные уравнения
B) и C) были приведены к размерному виду. Для
трубок, применяющихся в аммиачных кожухотрубных
испарителях, диаметр которых равен 25X3 мм, уравнение
B) можно преобразовать:
а0 = A0q°>2 = В0 А *0'25 втпЦм? • град).: (8)
Уравнение C) приводим к виду
•? ак= Ак q6'7:= Вк А *2'33 emЦм? . град). (9)
<*L\
сГо\
2,o\
1,5
W
0,8\
аГгаГ0
Л\
с?,
Т а б л'и ц а 2
43 0,4
Рис. 2. Обобщение опытных данных по аммиаку,
кипящему на пучках трубок:
зависимость — =/
; б — зависимость
аср
Ч
/- ; /-
1+0,12
ак\2
«о/
;2-
"ср
«о
лм2
=1,4+0,17^ / » О — пучок в обе шике; % — пучок
без обечайки.
Значение коэффициентов Л0, В0 и Лк, #к в
зависимости от температуры кипения даны в табл. 1.
Таблица 1
Коэффициент
Ao9em°'*l(Mlfi-zpad) . .
В0,вт1(м*-град1>25) . .
Ак,вт°>31(м°>6-град) . .
1 Вк,вт/(м2-град3>3) . .
Значение коэффициентов при
температуре кипения (°С)
-40
140
480
1,76
6,6
-20
145
507
2,18
13,5
-10
148
516
2,40
18,9
0
150
522
2,61
25,0
10
151
526
2,88
34,0
Поволоцкой [6] вычислены коэффициенты
теплоотдачи со стороны аммиака на основании опытных значений
k, полученных в испытаниях испарителя поверхностью
100,7 м2 (данные Гоголина [7]), испарителя ИТГ-140
(данные Поволоцкой [6]) и испарителя 40ИКТ (данные
завода «Компрессор»). Последние были сопоставлены с
рассчитанными для соответствующих условий по
формуле F), см. табл. 2. Сходимость расчета и опыта, за
исключением отдельных точек, удовлетворительная.
Значения а, полученные в опытах Гоголина и
Поволоцкой, наиболее точных и надежных, оказываются
меньшими, чем расчетные. Причиной расхождения может
быть различное число трубок по высоте в
экспериментальном пучке и в испарителях (в испарителе [7] /г=14,
в испарителе [6] п = 21), а также неточность учета
влияния масла при определении коэффициента теплоотдачи из
опытных величин коэффициентов теплопередачи [6],
поскольку нет данных о теплоотдаче при кипении
аммиака в присутствии м-асла.
Автор
Гоголин
Поволоцкая
Завод
.Компрессор"
г0,°с
—25
—25
—15
—15
—15
—15
0
0
0
—25
—15
—15
—15
0
0
0
0
—20
<7,
em [м?
1030
1800
1850
2240
2700
3470
2000
2850
4300
1200
1750
2400
2650
1850
2700
3200
3800
1750
2320
2900
35Э0
«а,
И 03
590
890
930
950 '
1035
1290
830
1070
1250
900
1050
960
1020
700
1070
1110
1300
870
1160
1420
1750
Ь со
910
1020
1040
1110
1150
1240
1110
1220
1390
940
1020
1110
1150
1080
1200
1260
1330
1020
1090
1160
1220
аР
аоп
1,54
1,15
1,12
1,17
1,11
0,96
1,34
1,14
1,П
1,04
0,97
1,16
1,13
1,54
1,12
1,13
1,02
1,17
0,94
0,82
0,70
Выводы
Для условий работы аммиачных испарителей
характерно неразвитое кипение аммиака, при котором
интенсивность теплообмена определяется совместным
действием парообразования и свободной конвекции.
Результаты опытов по теплообмену при кипении
аммиака на одиночной трубке при 70=—40ч- + 20°С ш
д=103ч-9-104 вт/м2 могут быть обобщены зависимостями
D) и F). Наличие двух формул учитывает влияние
гистерезиса.
Средние коэффициенты теплоотдачи для пучка трубок
(/о=—20-^0°С и д=10Ч-104) также существенно
зависят от свободной конвекции и могут быть рассчитаны по
формуле G).
ЛИТЕРАТУРА
1. Куприянова А. В. Теплоотдача при кипении
аммиака на горизонтальных трубах. «Холодильная
техника», 1970, № 11.
2. Куприянова А. В. Экспериментальное
исследование теплообмена при кипении аммиака на трубах.
В сб. докладов «Холодильная техника», Л., 1970.
3. К у т а т е л а д з е С. С. Основы теории теплообмена.
«Наука», 1970.
4. Г е л ь п е р и н И. И., Коган А. М. Теплоотдача
от кипящей воды при малых тепловых нагрузках.
«Химическая промышленность», 1964, № 8.
5. Д а н и л о в а Г. Н. Теплообмен при кипении фрео-
нов. Диссертация на соискание ученой степени
доктора технических наук. Л., 1968.
6. Поволоцкая Н. М, Иванова Р. Б.,
Коробов А. В. Исследование аммиачных теплообменных
аппаратов. Труды ВНИХИ. Новые исследования в.
области холодильной промышленности. М., 1969.
7. Ц ы д з и к В. Е., Б а р м и н В. П., В е й н б е р г Б. С.
Холодильные машины и аппараты. JVL, Машгиз, 1946.
К определению летних
расчетных параметров
наружного воздуха
для транспортных
кондиционеров
Доктор техн. наук, проф. П. Н. РОМАНЕНКО,
В. Д. КОТЕНКО
{Из диссертационной работы В. Д. Котенке)
628.84
Выбор летних расчетных параметров наружного
воздуха для установок кондиционирования имеет важное
практическое значение, так как в первую очередь
определяет их экономичность. Для форсуночных кондиционеров
с регулированием состояния воздуха в камере орошения
по температуре точки росы расчетные температуры tv и
теплосодержания /р наружного воздуха выбирают по
методу Успенской [1], основанному на анализе повто-
ряемостей сочетаний /—ср наружного воздуха [2].
Этот метод позволяет определять как расчетные
параметры по заданной продолжительности их нарушения
[3], так и продолжительность нарушения по известной
холодильной мощности установки [4].
В последнее время широкое распространение,
особенно на транспорте, получили автономные кондиционеры с
фреоновыми холодильными машинами малой мощности.
Автоматическое регулирование параметров воздуха в
них осуществляется термостатом: в большинстве случаев
по температуре воздуха в помещении и реже по
температуре воздуха на выходе из воздухоохладителя.
Влажность воздуха, как правило, не регулируется. Поэтому в
помещении она может изменяться в определенных
пределах в зависимости от соотношения тепло- и
влаговыделений.
Отличительная особенность транспортных
кондиционеров состоит в том, что они должны обеспечивать
заданные параметры воздуха с допустимым их нарушением
лри эксплуатации в различных климатических районах.
Продолжительность нарушения заданных параметров
может быть установлена исходя из требований к
эксплуатируемому оборудованию и теплотехническим
характеристикам кондиционируемого помещения. Поэтому
расчетные значения tp и /р по заданной продолжительности
нарушения параметров воздуха в помещении должны
определяться для самого неблагоприятного из
предполагаемых районов эксплуатации.
Составим уравнение теплового баланса
кондиционируемого помещения. В помещение с температурой tn
поступает от оборудования QT ккал/н тепла. Через
ограждения в помещение проникает от солнечной радиации
Qp ккал/ч, а удельный приток тепла за счет разности
температур составляет Qf ккал/(ч-град). При
отсутствии влаговыделений в помещении уравнение теплового
баланса можно записать в следующем виде:
Gcp(tn-tB) = QT + Q^QF(tH-tn), A)
где G — расход воздуха через воздухоохладитель, кг/ч;
ср — теплоемкость воздуха, ккал/(кг-град);
/в — температура воздуха на выходе из
воздухоохладителя, °С;
tH — температура наружного воздуха, °С.
Обычно на транспорте предусматривают два режима
работы кондиционера:
— без добавления в рециркуляционный воздух
наружного воздуха (при отсутствии людей в помещении);
— с добавлением в рециркуляционный воздух
некоторого количества наружного воздуха.
Определим расчетные температуры наружного
воздуха для каждого режима.
Режим 1. При рабэте кондиционера в режиме
рециркуляции охлаждение воздуха в воздухоохладителе не
сопровождается конденсацией влаги. Уравнение холодо-
производительности кондиционера для данного случая
имеет вид:
QQ=bkFQ ккал/ч, B)
где Ь — коэффициент рабочего времени кондиционера;
* k — коэффициент теплопередачи ребристой
поверхности воздухоохладителя, ккал/(м2-ч-град)\
F — теплопередающая поверхность
воздухоохладителя, м2;
0 — средняя логарифмическая разность температур
воздуха и холодильного агента, °С.
Очевидно, при 6 = 1 ?H = fp. Заменим в уравнении A)
гн на tp и, учитывая, что Gcp(tn—?b)=Qo, из
совместного решения уравнений A, 2) получаем:
Q0 — QT Qp
'р = *п + Я ~ °С. C)
В этом уравнении в установившемся режиме
переменной величиной является Qp, которая зависит от
времени года, суток и облачности.
Режим 2. Для режима работы кондиционера с
добавлением в рециркуляционный воздух некоторого
количества наружного воздуха уравнение холодопроизводитель-
ности кондиционера имеет вид:
Qo = b(Qcy7i + QBJl) ккал/ч, D)
где Qcyx — холодопроизводительность, затраченная на
сухое охлаждение воздуха, ккал/ч;
Овл — холодопроизводительность, затраченная на
конденсацию влаги из воздуха, ккал/ч.
Чем больше добавляется наружного воздуха и чем
выше его влажность, тем большая доля холодопроизво-
дительности кондиционера затрачивается на Овл- Так
как Qbji затрачивается на конденсацию влаги, которую
необходимо удалять из помещения, для
непосредственного охлаждения воздуха используется только Qcyx:
bQCyx = Qo—bQBn ккал/ч. E^
Решим совместно уравнения (I) и E) относительно
tP для принятых выше условий (tH = tp)
Vo Ч?вл — vt vp
tp = tn+ Q "С (б
Расчетная температура наружного воздуха в этом
случае будет ниже на некоторую величину,
определяемую затратами холода на конденсацию влаги из
воздуха. Величина QBn определяется из анализа процесса
охлаждения воздуха в поверхностных
воздухоохладителях [5].
Общая продолжительность нарушения расчетных
условий At-i складывается из периодов с температурой
At и теплосодержанием Л/ наружного воздуха выше
расчетных. Зная расчетную температуру и
продолжительность параметров выше расчетных по распределению
температур и теплосодержаний наружного воздуха, можно
найти расчетное теплосодержание. Для этого
необходимо иметь функции распределения температур и
теплосодержаний наружного воздуха.
Ниже приводится обработка климатологических
данных г. Ашхабада, как наиболее жаркого района страны,
с целью получения таких функций. В таблице из работы
[6] приведены обобщенные значения и повторяемости
температур mt и относительной влажности т^ для
г. Ашхабада. Повторяемость теплосодержаний может
быть выявлена с помощью t, ср-диаграммы, которая
увязывает параметры наружного воздуха с
продолжительностью их различных сочетаний.
42
10 20 30 40 50 ВО 70 дО 80 у,%
Рис. 1. Диаграмма t, ср климата г. Ашхабада
(цифры у изолиний обозначают плотность
повторяемости, ч/год).
На рис. 1 по данным таблицам построена t, ф-диаг-
рамма, на которую из I, d-диаграммы нанесены линии
равных теплосодержаний. В координатах t—ф линии
равных теплосодержаний имеют криволинейное очертание.
Справа на рис. 1 указана повторяемость
теплосодержаний /7Zj, подсчитанная между этими линиями. Суммируя
значения повторяемостей температур и теплосодержаний
от отрицательных значений к положительным, построим
графики суммированных повторяемостей температур
I> mt и теплосодержаний 2/П/ (рис. 2, а и б).
Как видно из графиков, суммированные
повторяемости представляют собой кривые Гаусса [7], что дает
возможность применить к ним нормальный закон
распределения. 3 качестве характеристики повторяемостей вос-
г.сльзуемся функциями оаспределения F*(t, /.) [8].
^
7
5
3
1
-го -ю
ю
а
20
30
WL,
> 7
$5
3
1
'4045 11 16
с 1Н, к нал/кг
Рис. 2. Суммированная повторяемость температур
(а) и теплосодержаний (б) наружного воздуха.
Нормальные функции распределения температур и
теплосодержаний наружного воздуха [9] показаны на
рис. 3, а и б. Они выражают обеспеченность температур
й теплосодержаний, т. е. их повторяемости ниже
заданных. Для получения повторяемостей выше заданных
может быть применена формула пересчета
t, °С
40,1—45,0
, 35,1—40,0
30,1—35,0
25,1—33,0
20,1—25,0
15,1—20,0
10,1—15,0
5,1—10,0
0,1—5,0
—0,1ч—5,0
—5,1ч—10
—Ю,1ч—15,0
—15,1ч—20,0
т<?
Величи
0-Ю
9,8
51,9
42,3
27,0
11,5
3,1
0,3
145,9
*ы повторяемости для различь
11-20
13,2
206,1
312,1
230,0
124,1
57,5
10,1
2,6
1,7
0,6
958,2
21-30
2,0
97,6
302,1
392,0
278,0
146,8
67,9
21,3
6,1
4,6
0,6
1319,0
31-40
19,9
160,9
376,0
309,5
212,4
125,0
58,1
15,9
9,5
4,6
1291,8
ibix сочетаний температуры и
41-50
0,9
36,8
192,0
249,3
202,7
186,5
98,1
33,6
16,1
6,0
2,0
1024,0
51-60
2,0
66,5
126,7
178,0
183,0
141,5
65,6
28,4
6,7
1,8
800,1
61-70
8,3
43,1
112,8
187,0
217,3
118,8
44,5
12,4
1,8
746,0
относительной влажности воздуха
71-80
0,9
15,9
62,3
148,8
236,0
177,0
71,3
27,3
3,8
0,3
743,6
81-90
1,8
30,0
89,0
265,0
318,0
160,7
51,0
13,8
0,9
930,2
91-100
8,0
41,6
156,0
344,0
210,0
36,6
2,9
799,1
при ф, % 1
mt
25
376,4
856,4
1292,6
1159,9
1013,6
1039,2
1195,9
1080,7
545,7
145,2
26,1
1,2 |
8757,9
1
щч\
98
97
95
90
ьи
70
60
50
НО
30
/и
IU
4
г
1
-1
1
7
\т
\г—
0
I
1
7 ;
0 '
а
о .
W к
at
UL/o
99,4
98
97
95
30
80
70
60
50
40
30
го
5
г
1
°с ~4
0
Ч
8
S
Z
I
J
т
/
f
1 \
о
н
12 16
1 к нал/иг.
Рис. 3. Функция распределения температур (а) и
теплосодержаний (б) наружного воздуха.
Atil=[l00-F*(.tp/p)]-~4lzod, G)
"де F*(tPj /Р)—обеспеченность соответственно
расчетных температур и теплосодержаний;
Н — среднее количество часов в году (8764).
При этом в работе [1] рекомендуется
At
(8)
Если задана At-i, определяем расчетную
температуру tv наружного воздуха по уравнению F). Из графика
рис. 3, а по /р определяем F*(tp) и по уравнению G)
находим At. Величину Ai вычисляем из соотношения (8).
Зная Л/, находим по уравнению G) F*(/P) и из
графика на рис. 3, б определяем расчетное теплосодержание
/р наружного воздуха.
При работе кондиционера в режиме рециркуляции
расчетную температуру вычисляют по уравнению C).
Величину /р в данном случае не учитывают, так как
расчет ведут по явному теплу (А^Ъ). Значение Аи
найденное по рис. 3, а, не должно в этом случае превышать
заданного значения At-i.
ЛИТЕРАТУРА
1. Успенская Л. Б. Выбор летних расчетных
параметров наружного воздуха для установок
кондиционирования. Сб. ВНИИГС, № 15, I960.
2. Успенская Л. Б. Основные климатологические
данные для расчета систем кондиционирования
воздуха. Сб. ВНИИГС, Ш 9, 1958.
3. Kip ее л инь А. Я. Верхняя граница расчетного
климата. Кондиционирование воздуха. Сб. НИИСТ
№ 18, 1966.
4. Креслинь А. Я-, Апинис В. А. Методика
определения верхней границы расчетного климата.
Кондиционирование воздуха. Сб. НИИСТ № 18, 1966.
5. Г о г о л и н А. А. Осушение воздуха холодильными
машинами. М., Госторгиздат, 1962.
6. Успенская Л. Б. Статистические
закономерности изменения состояния наружного воздуха. Сб.
ВНИИГС № 26, 1968.
7. Т е р т е р о в М. Н. Определение расчетной
температуры наружного воздуха. «Холодильная техника»,
1969, № 11.
8. В е н т ц е л ь Е. С. Теория вероятностей. М., изд-вс*
«Наука», 1969.
9. К б п i g, R e i n k e. «Ltift-und Kaltetechnik», 1968,
Nr. 1.
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» и др. — 7 стр. машинописного текста, число рисунков
не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются в статью разборчиво, с указанием прописных и строчных
букв, с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим
карандашом — букв латинского 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, год выпуска и номер).
5. Рисунки и фотографии к статье прилагаются 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 реферат. В нем 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. Костикова, 12,
Редакция журнала «Холодильная техника».
44
ОБМЕН ОПЫТОМ
О переводе безнасосных систем охлаждения
на насосную циркуляцию аммиака
621.565.5:621.564.22
В холодильной промышленности имеется
значительное число холодильников с
безнасосными системами непосредственного
охлаждения. Эти системы по сравнению с насосно-цир-
куляционными имеют ряд недостатков:
неполное использование охлаждающих
поверхностей, сложность автоматизации и трудность
регулирования заполнения охлаждающих
устройств жидким аммиаком. Последнее часто
приводит к влажному ходу компрессора и, как
следствие, к гидравлическим ударам и
авариям.
Модернизация безнасосных систем с
переводом их на насосную циркуляцию холодильного
агента может быть во многих случаях
осуществлена с сохранением существующего
камерного оборудования. Дополнительно следует
установить аммиачные насосы и
циркуляционные ресиверы или же использовать для этой
цели имеющиеся защитные ресиверы.
На холодильниках наибольшее
распространение получили два типа безнасосных систем
охлаждения: с верхним расположением
отделителя жидкости, через который питаются
камерные охлаждающие устройства и
отсасываются пары, и с нижним расположением
отделителя жидкости, при котором жидкий аммиак
подается в охлаждающие устройства
непосредственно от регулирующей станции, а пары
отсасываются через отделитель жидкости,
установленный в машинном или аппаратном
помещениях. Отделившаяся жидкость сливается
в защитные или в дренажный ресиверы.
В первом случае при изменении схемы
жидкий аммиак циркуляционным насосом следует
подавать в распределительный коллектор и
далее по трубопроводам и дополнительным
перемычкам в камерные батареи (рис. а). Паро-
жидкостная смесь, минуя верхний отделитель
жидкости, по перемычкам и бывшему
всасывающему трубопроводу сливается в
циркуляционный ресивер. Отделитель жидкости может
быть демонтирован.
Во втором случае жидкий аммиак подается
в распределительный коллектор не от
линейного ресивера, а от циркуляционного насоса
(рис. б).
При переводе системы на насосную
циркуляцию холодильного агента важно обеспечить
равномерное его распределение по этажам и
батареям холодильных камер. Это достигают
путем установки на жидкостных
трубопроводах регулирующих вентилей или
калиброванных диафрагм. В некоторых случаях
необходимо предусматривать возможность
раздельной регулировки подачи жидкости в
потолочные и пристенные батареи, имеющие
различные гидравлические сопротивления, а также
увеличивать сечения жидкостных и
всасывающих трубопроводов.
В насосной схеме следует избегать
значительного гидростатического столба жидкости,
приводящего к ухудшению коэффициента
теплопередачи батарей или к необходимости
работы с пониженной температурой кипения.
Поэтому необходимо обеспечить минимальный
подъем над батареями трубопроводов
совмещенного отсоса паров и слива жидкости.
Рекомендуется при возможности применять
вертикальные ресиверы, выполняющие
одновременно роль отделителей жидкости и
циркуляционных ресиверов. Необходимый объем
ресиверов рассчитывается в соответствии с
§ 83 «Правил техники безопасности на
аммиачных холодильных установках». При
установке циркуляционных ресиверов и аммиачных
насосов следует обеспечить требуемый подпор
столба жидкости на всасывании.
Всасывающий трубопровод от ресивера к насосу
должен иметь минимальное число изгибов и
вентилей, а диаметр его должен быть на размер
больше всасывающего патрубка насоса. Это
значительно снижает сопротивление на
всасывании насоса и гарантирует его устойчивую
работу.
При невозможности размещения
циркуляционных ресиверов в компрессорном или
аппаратном помещениях допустима установка их
у стен здания снаружи, а циркуляционных
насосов — в подвальном помещении или в
приямке.
В качестве циркуляционных насосов можно
применять сальниковые ЗЦ-4 и герметичные
ЦНГ-68 и ЦНГ-70 насосы, которые прошли
45
7Ц
\ож\
W
Ф
?Г
л/v
й
0?
/>?
Схемы модернизации безнасосных систем
охлаждения:
а — с верхним отделителем жидкости; б — с
нижним отделителем жидкости; ОЖ — отделитель
жидкости; ЦР — циркуляционный ресивер; АН —
аммиачный насос; PC — распределительная
станция; ОБ — охлаждающие батареи.
испытания во ВНИХИ. Приводим их краткие
характеристики:
Производительность, мъ\я
Напор, м
Подпор на всасывании, м
Мощность
электродвигателя, кет
При подборе аммиачных насосов не следует
задаваться высокой кратностью циркуляции,
ЗЦ-4
30
[40
1,5
8
ЦНГ-68 ЦНГ-70 ;
20 10
50 12
1,5-8-2,0'11,5ч-2,0
5,5 Э 2,8
так как при возрастании кратности
циркуляции коэффициент теплопередачи батарей и
воздухоохладителей повышается весьма
незначительно, а условия отделения жидкости в
ресиверах и отделителях жидкости ухудшаются.
Практически кратность циркуляции для
батарей можно принимать равной 3—4.
А. В. НЕМЦЕВ — Росмясорыбторг,
Ю. Я. СЕНЯГИН — ВНИХИ
О схемах экстренного отключения компрессоров
В соответствии с требованиями Правил
техники безопасности на аммиачных
холодильных установках (ВНИХИ, 1969) у каждого
входа в компрессорный цех должны
предусматриваться кнопки или выключатели для
экстренного отключения компрессоров и
включения вытяжной вентиляции.
Отсутствие по данному вопросу четких
рекомендаций приводит к тому, что на
действующих холодильных установках часто можно
встретить схемы, в которых при замыкании на
землю проводов, соединяющих концы катушек
магнитных пускателей с аварийными
кнопками, невозможно выключить электродвигатели
621.57.041-52
компрессоров, так как аварийные кнопки
оказываются зашунтированными.
В случае питания катушек пускателей от
двух фаз напряжением 380 в при коротком
замыкании на землю указанных проводов
катушки остаются под напряжением 220 в,
превышающим напряжение отключения
пускателей, а выключающие кнопки
шунтируются *. Электродвигатели компрессоров также не
выключаются, если катушка хотя бы одного
* Володарский И. А., Завелион Г. Е.
Подключение катушек магнитных пускателей или
контакторов электродвигателей компрессоров. «Холодильная
техника», 1967, № 1.
46
ABO
||
KA1 KA2 КС
ПМ
~тЗ-*
/7/уЬ:
"^7 ^1
^i QJ
/7Л/ •—I
Рис. 1. Рекомендуемые схемы экстренного отключения компрессоров для
неавтоматизированных установок:
Д — электродвигатель компрессора; ПМ — магнитный пускатель; КС, КП —
пусковые кнопки; КА1, КА2 — аварийные кнопки; Авт. — автоматический
выключатель.
а в с
м
ABC
КА2
НАГ
4LJJ1
—О О 6|0
III lil
ПВО 0В0
КС
КП КВР
•WhCH
РУ I
РА
t
ПМ
HIT,
Авт.
¦ofo-
fTp Mf KAZ нс ИП КВР
Ш
/и
Рис. 2. Рекомендуемые схемы экстренного отключения компрессоров для
автоматизированных установок:
Д — элeктpoдвигafeль компрессора; ПМ — магнитный пускатель; КС, КП —
пусковые кнопки; КА1, КА2 — секции многосекционного аварийного
переключателя; РУ — реле автоматического управления компрессором; КВР — ключ
выбора режима работы компрессора; Авт. — автоматический выключатель.
из группы магнитных пускателей окажется
подключенной к иной фазе, чем катушки
остальных пускателей.
Для обеспечения надежного отключения
компрессоров в аварийных случаях следуем
пользоваться схемами, приведенными на рис. 1
(для неавтоматизированных установок) и на
рис. 2 (для автоматизированных установок).
Вариант а на рис. 1 и 2 дан для случая
питания катушек магнитных пускателей
напряжением 220 в, б — напряжением 380 в.
По рекомендуемым вариантам схем
экстренного отключения компрессоров требуется
установка индивидуальных кнопок или
выключателей в цепи каждого магнитного пускателя.
На автоматизированных холодильных
установках для экстренного отключения
компрессоров и включения аварийной вытяжной
вентиляции удобно использовать
многосекционный универсальный переключатель типа
УП-5400 с фиксацией рукоятки во включенном
и отключенном положениях.
Г. Е. ЗАВЕЛИОН — Управление «Хладмонтажавтоматика»
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Журнал «Холодильная техника» распространяется только по подписке!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал с первого номера
1971 г., могут подписаться в местных отделениях связи и пунктах
подписки «Союзпечать» с любого последующего номера журнала и на
любой срок в пределах календарного года.
Рекомендации по проектированию автоматизации
аммиачных холодильных установок
с безнасосными и рассольными системами охлаждения
VI. АВТОМАТИЗАЦИЯ РАССОЛЬНЫХ ИЛИ
ВОДООХЛАЖДАЮЩИХ УСТАНОВОК
С ДОЗИРОВАННЫМ ЗАПОЛНЕНИЕМ
ХЛАДАГЕНТОМ (рис. 13)
(Комплексные установки)
А. Общие положения
6.1. Под комплексными установками понимаются
полностью агрегатированные автономные холодильные
установки.
6.2. Комплексная холодильная установка включает
следующие элементы: компрессор, маслоотделитель
(сухого или промывного типа), конденсатор, испаритель,
рассольный или водяной насос, водяной насос, запорную
и регулирующую арматуру.
6.3. Автоматизация комплексных установок
предусматривает автоматическое управление и автоматическую
противоаварийную защиту.
Б. Автоматическое управление установкой
6.4. Управление установкой следует осуществлять по
температуре входящего или выходящего из испарителя
Окончание. Начало см. «Холодильная техника», 1971, № 5.
рассола. При автоматическом управлении установкой
имеют силу п. 4.3 н 4.4.
6.5. Предварительным условием пуска компрессора
является включение водяного насоса и работа
рассольного насоса.
6.6. Предусматривается следующий порядок
автоматического пуска установки.
1. Пуск рассольного насоса.
2. Поступление команды на пуск.
3. Проверка готовности установки к пуску.
4. а) блокирование на время пуска защит от
понижения разности давления в системе смазки и
отсутствие протока воды через охлаждающие
рубашки компрессора;
б) пуск электродвигателя водяного насоса;
в) начало этсчета времени с момента
прохождения команды на пуск.
5. Пуск электродвигателя компрессора.
6. Окончание отсчета времени.
7. а) ввод в действие защит, перечисленных в
п. 4. а;
б) закрытие вентиля с электромагнитным
приводом на байпасе компрессора.
Примечание. Имеет силу примечание к п. 4.7.
Рис. 13. Схема автоматизации рассольных или водоохлаждающих установок с дозированным заполнением
хладагентом:
/ — управление рассольным насосом; 2 — управление водяным насосом; 3 — контроль давления в
кожухотрубном конденсаторе; 4 — контроль давления в кожухотрубном испарителе; 5 — контроль температуры на выходе из
кожухотрубного испарителя; 6 — контроль температуры нагнетания; 7 — контроль разности давлений в картере
и напорной линии масляного насоса; 8 — управление соленоидным вентилем байпаса компрессора; 9 — контроль
давлений всасывания и нагнетания; 10 — управление электродвигателем компрессора; // — контроль
протока воды через охлаждающую рубашку компрессора; КТГ — кожухотрубный конденсатор; ПРУДВ —
регулятор уровня высокого давления.
48
6.7. Порядок остановки комплексной установки
следующий.
1. Поступление команды на остановку.
2. а) остановка электродвигателя компрессора;
б) остановка электродвигателя водяного насоса;
в) открытие вентиля с электромагнитным
приводом на байпасе компрессора.
Примечание. Имеют силу примечания к п. 4.3 и
4.8.
3. Автоматическая противоаварийная защита
комплексной установки.
6.8. Автоматическая противоаварийная защита
осуществляется аналогично п. 4.13 (б) и 4.15.
Примечание. Защита от попадания жидкого
хладагента во всасывающий
трубопровод компрессора не
устанавливается. Переполнение испарителя
исключается правильной зарядкой
установки хладагентом.
Г. Автоматическое регулирование подачи жидкого
хладагента в испаритель
6.9. Регулирование подачи жидкого хладагента в
испаритель осуществляется с помощью поплавкового
регулирующего вентиля высокого давления.
.VII. ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ ВЫБОРА
П0ИБОРОВ И СРЕДСТВ АВТОМАТИЗАЦИИ
7.1. Приборы и средства автоматизации холодильных
установок необходимо выбирать с учетом требований к
помещениям класса В-16.
12. Предпочтительно применение приборов,
снабженных шкалами настройки.
7.3. Не допускается использование в качестве
защитных многоточечных, управляющих и регулирующих
приборов.^
ТА Уставки приборов автоматической противоава-
рийной защиты должны соответствовать отклонениям
значений рабочих параметров на 10—15% от
предельных ^рабочих значений.
7.5: Основные данные для выбора приборов и средств
автоматизации холодильных установок приведены в
приложении 2.
VIII. ДИСТАНЦИОННОЕ ИЗМЕРЕНИЕ РАБОЧИХ
ПАРАМЕТРОВ.
АВТОМАТИЧЕСКАЯ СИГНАЛИЗАЦИЯ
8.1. Для возможности объективной оценки работы
холодильной установки в целом и каждой машины и
аппарата в отдельности рекомендуется дистанционное
измерение рабочих параметров.
8.2. Предусматривается дистанционное измерение
температур
а) воздуха в охлаждаемых помещениях;
б) в толще замораживаемого продукта;
в) наружного воздуха;
г) кипения;
д) конденсации;
е) жидкого хладагента перед регулирующим
вентилем;
ж) охлаждающей воды, отходящей и
поступающей на конденсатор;
з) хладоносителя до и после испарителя,
а также дистанционное измерение уровня жидкости в
сосудах и аппаратах.
Примечание. В некоторых случаях
целесообразно дистанционное измерение
температуры охлаждающей воды на
входе в переохладитель.
8.3. Производить дистанционное измерение
параметров, контролируемых приборами и средствами
автоматической зашиты, не следует.
8.4. Для контроля работы системы автоматического
регулирования температуры воздуха в холодильных
камерах рекомендуется дистанционное измерение
температуры с помощью показывающих приборов, размещаемых
в помещении командно-сигнального щита.
В целях экономии кабеля допускается использование
одного датчика для регулирования и измерения
температуры.
8.5. При проектировании автоматизации холодильных
установок рекомендуются следующие виды
автоматической сигнализации:
а) технологическая;
б) предупредительная;
в) аварийная.
8.6. Технологическая сигнализация предусматривает
информации:
а) о работе компрессоров, водяных и рассольных
насосов, вентиляторов воздухоохладителей
и др.;
б) о включениях и отключениях приборов
охлаждения в охлаждаемых помещениях;
в) о наличии напряжения в цепи электрических
схем автоматики.
8.7. Для подачи световых сигналов технологической
сигнализации следует применять горящие ровным
светом сигнальные лампы с линзами и световые табло со
стеклами зеленого либо молочного цвета.
8.8. Предупредительная сигнализация обеспечивает
информацию о достижении предельных значений
контролируемых уровней в сосудах и аппаратах холодильных
установок.
8.9. Аварийная сигнализация предусматривает
информацию:
а) о срабатывании любой противоаварийной
защиты холодильной установки;
б) об аварийном отключении компрессоров и
насосов.
Примечание. Системы аварийной сигнализации и
автоматической противоаварийной
защиты проектируют совместно.
8.10. Предупредительная и аварийная сигнализация
может быть световой и звуковой.
8.11. Для подачи предупредительных световых
сигналов рекомендуют сигнальные лампы молочного цвета
(мигающие).
8.12. Для подачи аварийных световых сигналов
следует применять:
а) сигнальные лампы с линзами красного цвета
(мигающие либо горящие ровным светом);
б) мигание ламп или табло технологической
сигнализации.
Примечание. Предусматривается возможность
проверки работы аварийной
световой сигнализации.
8.13. Звуковая сигнализация может быть:
а) аварийной (с помощью ревунов, сирен или
звонков «громкого боя»);
б) предупредительной (с помощью звонков).
Звуковая сигнализация включается одновременно с
соответствующей световой сигнализацией.
8.14. Съем звукового сигнала должен быть ручным.
Световая аварийная сигнализация остается включенной
до ликвидации причин, вызвавших появление сигнала.
IX. КОМПОНОВКА ПРИБОРОВ И СРЕДСТВ
АВТОМАТИЗАЦИИ
9.1. Приборы и средства автоматизации могут
располагаться:
а) непосредственно у объектов автоматизации (по
месту);
б) на местных пультах;
в) на центральном командно-сигнальном щите
(КСЩ).
49
9.2. Существуют следующие системы компоновки:
— центральная, когда отсутствуют местные щиты
и пульты;
— местная, когда отсутствует центральный
командно-сигнальный щит;
— смешанная, когда имеются центральные и
местные щиты и пульты.
9.3. Датчики и приборы устанавливают на
автоматизируемом оборудовании либо в непосредственной
близости к нему. Автоматически управляемый байпас
устанавливают последовательно с ручным на одном
трубопроводе (как на автоматизированных компрессорах
АВ-100/А и АУ-200/А завода «Компрессор»). На всех
линиях отбора давления к приборам автоматики (реле
РКС, РД-4А и др.) ставят запорные вентили.
9.4. Местные пульты управления рекомендуется
располагать вблизи компрессоров для обеспечения удобства
эксплуатации.
9.5. Центральные командно-сигнальные щиты
рекомендуется оборудовать в специальных помещениях,
примыкающих к компрессорному цеху, либо располагать
внутри цеха с выполнением специальных ограждений.
Помещение КСЩ должно быть оборудовано приточной
вентиляцией, в нем следует размещать:
— рабочее место дежурного оператора;
— главный щит автоматики;
— устройства централизованного контроля и
регулирования.
На главном щите автоматики размещают:
а) мнемоническую схему холодильной установки
с вмонтированными в нее сигнальными лампами
и световыми табло технологической,
предупредительной и аварийной сигнализации;
б) ключи управления автоматически работающих
насосов, воздухоохладителей и др.;
в) показывающие приборы системы
дистанционного измерения.
Внутри главного щита размещают электроаппаратуру
сигнализации, элементы электрических схем управления
и защиты насосов и сосудов, а также устройства
автоматического регулирования и дистанционного измерения
температуры в холодильных камерах. При
использовании многоточечного регулятора температуры последний
устанавливается в помещении КСЩ.
Примечание. Размещение #КСЩ в помещениях
силовых распределительных
пунктов категорически запрещается.
При центральной системе компоновки на главный
щит выносятся также устройства управления
компрессорами. Для главных щитов используют стандартные
конструкции шкафного типа в соответствии с ГОСТ
3244—68.
ПРИЛОЖЕНИЕ № 1
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
ЭФФЕКТИВНОСТИ АВТОМАТИЗАЦИИ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ И РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ
холодильников
Автоматизация холодильных установок
производственных и распределительных холодильников позволяет:
— уменьшить энергетические затраты на выработку
холода путем автоматического регулирования
температур кипения хладагента, промежуточного хладоносите-
ля, воздуха в охлаждаемых помещениях (на 13%);
— обеспечить безопасность эксплуатации основного и
вспомогательного оборудования, сократить затраты на
текущий ремонт (на 24,6%) за счет автоматической про-
тивоаварийной защиты;
— сократить численность машинистов
компрессорного цеха до двух человек в смену;
— уменьшить расход воды на 5% путем
автоматического прекращения протока воды через охлаждающие
рубашки цилиндров при остановке компрессора;
— снизить естественную убыль хранящихся на
холодильнике продуктов (в среднем на 20% по отношению к
нормативной) в результате стабилизации
температурного режима при хранении;
— повысить культуру производства.
По данным технико-экономических обоснований к
проектам автоматизации холодильных установок
производственных и распределительных холодильников,
выполненных институтом «Пищепромавтоматика» с 1962 по
1970 гг., основные экономические показатели
(усредненные) автоматизированных холодильных установок
следующие:
Показатели
Условно-годовая эконо-
Экономический эффект,
Капитальные затраты
на автоматизацию, тыс.
руб
Срок окупаемости
капитальных затрат, годи
Мясокомбинат
дительностью
50 т мяса
в смену
12,0
5,0
45,0
3,75
Мясокомбинат
дительностью
100 т мяса
в смену
22,0
10,0
75,0
3,45
Распределительный
холодильник
емкостью
5000 т
20,0
5,0
45,0
2,25
Исходные материалы.
1. Акт Государственных (междуведомственных)
испытаний автоматизированного Жуковского
холодильника. М., 1963.
2. Экономическая эффективность автоматизации
холодильных установок. Отчет ВНИХИ, М., 1967.
3. Технико-экономическое исследование действующих
систем автоматизации холодильных установок с целью
определения их эффективности. Отчет института
«Пищепромавтоматика», Одесса, 1969.
so
Реле давления и разности давлений
ПРИЛОЖЕНИЕ № 2
Таблица 1
Наименование
прибора
Реле давления
двухдатчиковое
датчик низко-
го давления
датчик
высокого давле-
1 ния
Реле давления
двухдатчиковое
датчик
низкого давления
датчик
высокого давле-
1 ния
Реле давления
Реле давления
Реле перепада
давления (реле
| контроля
смазки)
Реле перепада
давлений
Тип
прибора
РД-4А-01
РД-4А-02
РД-М5
РД-12
РКС-1А-01
РКС-1А-02
Технические характеристики
диапазон
настройки
размыкания
контактов,
кгс/см2
-0,7-^+4,0
6,0-18,0
-0,9-Ь+0,0
0,5-10,0
0,5-1,0
1,0-4,0
4,0^—9,0
-0,4-^+3,0
2,0-8,0
2,0-12,0
5,0-20,0
0,2-1,8
0,5-3,5
дифференциал,
кг с 1см2
0,4-2,5
регулируемый
6,1-2,5
нерегулируемый
0,15-0,6
регулируемый
1,0-1,8
нерегулируемый
Нерегулируемый до
10% верхнего
предела
срабатывания
0,4-1,6
0,75-2,75
1,5-4,5
2,0-7,0
регулируемый
Не более 0,4
нерегулируемый
Не более 0,4
основная
погрешность,
кгс/см2
±0,25
±0,6
±0,15
±0,5
±0,2
±0,2
±0,35
±0,12
±0,32
±0,48
±0,80
±0,15
±0,15
разрывная
1 мощность
контактов
в цепи ~
тока 380 в,
50 гц, ва
1 150
150
150
150
150
150
когда
размыкается
контакт
При
понижении давления
При повыше^
нии давления
При
понижении давления
При
повышении давления
При
понижении давления
При
понижении давления
При
понижении разности
давлений
То же
максимально
допустимое
давление,
кг с J см2
16
21
16
21
15
15
15
15
21
21
25
16
16
Назначение
прибора
Защита аммиачных
холодильных
установок от
недопустимого повышения
давления нагнетания и
снижения давления
всасывания
То же, для
компрессоров (цилиндров)
низкого давления
агрегатов
(компрессоров)
двухступенчатого сжатия
Защита водяных
и рассольных насосов
от нарушения
режима их работы
Защита водяных
и рассольных
насосов от нарушения
режима их работы
Защита компрессоров
от нарушения
режима их смазки
Защита аммиачных
насосов от „срыва
струи»
Изготовитель
Тартуский
приборостроительный
завод
То же
V
•
Орловский
завод
приборов
То же
Примечание
Прибор в
тропическом исполнении
РД-4А-01Т (может
работать при
влажности воздуха
95±3%), параметры
те же
Прибор в
тропическом исполнении 1
РД-4А-02Т,
параметры те же
Исполнение соответ-
ствует требованиям,
предъявляемым к
помещениям класса
В-16
Исполнение
общепромышленное
Исполнение
соответствует требованиям,
предъявляемым к
помещениям класса
В-16
То же
СП
го
Таблица 2
Приборы измерения, регулирования и сигнализации температур и разности температур
Наименование
прибора
Температурное
реле двухпо-
зициопное
(манометрическое)
Температурное
реле двухпо-
зиционное
(полупроводниковое)
Дифференциальное реле
температуры
(двухпози-
1 ционное)
Комбинированное
термореле
Тип
прибора
ТР-2А-06ТМ
ПТР-2
ПТРД-2
КТР-2М
(КТР-2МТ)
Техническая характеристика
1 диапазон
настройки
размыкания
контактов
или шкалы
измерения, °С
60—160
—30ч—5,0
—10-S- + 15
0—5,0
Температура:
—50ч—30
—40ч—20
—30ч—-10
—20ч-±0
—Юч-ЫО
±0—20
10—30
20—40
30—50
Разность
температур:'
0,5—10,0
в пределах
от —50ч-
+50°С
дифференциал, °С
10,0
нерегулируемый
0,5—5,0
регулируемый
—
0,5—5,0
регулируемый
основная
погрешность,
°С
±5,0
±0,5
±0,3
±0,5
разрывная
мощность
контактов
в цепи ~
тока 220 в,
50 гц, ва
300
500
500
500
когда
размыкается
контакт
При
повышении
температуры
По заказу,
при
повышении или
понижении
температуры
То же
При
понижении
температуры или
разности
температур
дистанцион-
ность
3 М
Линия
связи
ротивлением не
более 5
или 15 ом
—
Линия
связи
до 5 ом
Назначение
прибора
Защита
аммиачной холодильной
установки от
недопустимого
повышения
температуры нагнетания
Регулирование
и сигнализация
температуры
Сигнализация
или
регулирование разности
температуры
Автоматическое
питание
охлаждающих
приборов ХОЛОДИЛ! .4 ЭЙ
установки и
регулирование
температуры
в камере
Изготовитель
Орловский
завод
приборов
То же
»
Опытный
завод
ВНИХИ
Примечание
Исполнение
соответствует
требованиям,
предъявляемым к
помещениям
класса В-16
Исполнение
общепромышленное
То же
Исполнение
общепромышленное. Блоки
регулирования
температуры и
разности температур
имеют общее
выходное реле
(с
преимуществом блока
разности
температур)
Продолжение табл. 2
Наименование
прибора
Логометр
показывающий
Терморегули-
рующий
1 вентиль
Логометр по-'
называющий 1
с двухпози-"~
ционным ~1
регулирующим
устройством
Логометр
дифференциальный
Температурное реле двух-
позиционное
(манометрическое)
Тип
прибора
ЛПР-54
ТРВ-А
ЛР-64-02
ДЛР-01
ТР-5М
Техническая характеристика
диапазон
Застройки1
1 размыкания
[ контактов
или шкалы
измерения, °С
Диапазон
шкалы
—50ч-+50
0—50
0—100
0—150
Холодопро-
изводитель-
ность,
тыс. ккал\ч:
10; 20; 30;
40; 80; 120
—50-5-+50
50—100
Разность
температур
0—25
-35-—5,0
—20ч- + 10,0
дифференциал, °С
До 0,7
нерегулируемый
Нерегулируемый
до 0,5
2-8
регулируемый
основная
погрешность,
°С
Класс
1,5
Регулировка
перегрева
1-5°С
+ 1,5
±2,2
*
±0,5
разрывная
мощность
контактов
в цепи ~
тока 220 в,
50 гц, ва
500
500
300
когда
размыкается
контакт
По заказу,
при
повышении или
понижении
При
понижении
температуры
днстанцион-
ность
Линия связи
сопротивлением 5
или 15 ом
(указано на
шкале
прибора)
3 м
Линия связи
сопротивлением не
более 5 или
15 ом
(оговаривается
в заказе)
Линия
связи
15 ом
3 м
Назначение
прибора
Измерение
температуры
в сосудах,
трубопроводах и пр.
Регулирование
заполнения
камерных
охлаждающих
устройств
Измерение,
сигнализация
и регулирование
температуры
Регулирование
заполнения
испарителей
Регулирование
температуры
в камерах
Изготовитель
Ереванский
завод
приборов
Ереванский
опытный
завод
приборов
Ереванский
опытный
завод
приборов
Орловский
завод
приборов
Примечание
Датчиками
к ЛПР-54
являются термометры
сопротивления
типа ТСМ
Исполнение
общепромышленное
То же
я
СП
Продолжение табл, 2
Наименование
прибора
Машина для
многоточечного двухпо-
зиционного
регулирования
и измерения
температуры
Электронный,
автоматический
регулирующий мост
Электронный,
автоматический
регулирующий мост
Тип
прибора
АМУР
ЭМР-209-
-РДМЗ
КСМ-4
Модификация
42.563.
50.230.
Техническая характеристика
диапазон
настройки
размыкания
контактов
или шкалы
измерения, °С
—40 ч-+4
(по заказу
завод
может
выполнить
машину с
любыми
диапазонами
измерения
и
регулирования в
пределах
градуировки 23)
—504- +50
—50ч-+ 100
0-50
0—100
0—180
—50ч-+50
—50ч-+ 100
0—50
0—100
0—180
дифференциал, °С
До 0,8
нерегулируемый
До 1,0
нерегулируемый
До 0,5
нерегулируемый
основная
погрешность,
±0,8
•
±0,5+
+ 1,0
±0,5
разрывная
мощность
контактов
в цепи ~
тока 220 в,
50 гц, ва
300
300
300
когда
размыкается
контакт
При
понижении
температуры
При
повышении или
понижении
температуры
То же
дистанцион-
ность
Линия
связи.
не более
15 ом
Линия
связи
не более
5 ом
Линия
связи
5 ом
Назначение
прибора
Измерение,
сигнализация и
регулирование
температуры
кипения
холодильного агента и
температуры в
камерах
холодильников
То же
я
Изготовитель
МОСКОВСКИЙ
завод
яЭнерго-
прибор"
ОЗСКА
(г.
Ленинград)
Московский
завод
„Манометр"
Примечание
Исполнение
общепромышленное.
Датчики —
термометры
сопротивления
градуировки 23. Пределы
регулирования
по желанию
заказчика могут
изменяться
заводом в пределах
—50ч- + 150°С
Градуировка 23.
Количество точек
от 6 до 24.
Исполнение
общепромышленное
Блок
регулирования БР-01 (трех-
позиционный) или
БР-02 (двухпози-
ционный)
заказываются отдельно.
Градуировка 23.
Количество точек
от 6 до 24.
Исполнение
общепромыш- 1
ленное 1
Приборы измерения, регулирования и сигнализации уровня аммиака
Таблица 3
Наименование
прибора
Полупроводниковое реле уровня
Поплавковый
регулятор уровня двух-
позиционный
Поплавковый
регулятор уровня двух-
позиционный
(высокого давления)
Поплавковый
регулятор
пропорционального действия
Дистанционный
измеритель уровня
жидкости
Визуальный
указатель уровня
Тип
прибора
ПРУ-4
ПРУ-5
ПРУД-25
ПРУД-40
ПРУДВ-25
ПРУДВ-40
ПР-14
ДИУ-400
ВУУ-2
Техническая характеристика
дифференциал, мм
+ 15
35—10
20—60
20—100
(при
скорости
изменения уровня
1-25 см/мин)
20-60
(при
скорости
изменения
уровня 1—
25 см/мин)
—
рабочая
температура, °С
—50-5-+50
—55-ь +45
(датчик)
30 : +50
(клапан)
-55-5- +45
(датчик)
—30ч-+50
(клапан)
—55 ч-+45
±50° С
±50° С
i О
у а»
So "
S ас «
ее СО Ч
S О О
«={ Ч X
25
40
25
40
3»
14
—
о
до ,
5 s oj
* Я СО «J
Л О rt «n»
2 «=1 d ie
18
16
16
18
18
18
дистанцион-
ность
Линия
связи до 15 ом
До 10 м
До 10 м
Устанавливается
непосредственно
у
маслоотделителя
До 500 м
Устанавливается у
сосуда или
аппарата
Назначение прибора
Регулирование,
сигнализация уровней в
сосудах и аппаратах
холодильной установки,
защита компрессоров от
гидравлических ударов
Регулирование
уровня в сосудах
Регулирование
уровня в сосуде („до себя")
Поддержание
постоянного уровня аммиака
в промывных
маслоотделителях
Измерение уровня
жидкости в сосудах
холодильной установки;
диапазон измерения
400 мм
Наблюдение за
уровнем аммиака в сосудах.
Диапазон 400, 600,
800 мм
Изготовитель
Рязанский
завод „Тепло-
прибор"
Минский
завод „Прод-
маша
То же
Опытный
завод
ВНИХИ
То же
¦
Примечание
Исполнение
соответствует
требованиям,
предъявляемым к помещениям
класса В-16;
допустимый ток в цепи 220 в,
50 гц равен 0,3 а;
контакт
переключающий
Только для
перепадов давления, не
более 0,5 кгс/см2
Жидкость с
удельным весом не менее
0,58 кг/л
Таблица 4
Разные приборы и средства автоматизации, используемые в схемах автоматизации аммиачных холодильных установок
Наименование
прибора
Обратные клапа-
1 ны с демпферным
устройством
(прямоточные)
Соленоидные
вентили
Мембранное реле
[протока для воды
| Пульты управления
Воздухоотделитель
Тип
прибора
ОКДП-50
ОКДП-70
ОКДП-100
ОКДП-150
ОКДП-200
СВМ-25
СВМ-40
РП-67
ПУМ-100
ПУМ-200
ПУМ-400
АВ-4
Техническая характеристика
о о*
Н u ^
ио ,
2 И ее
СО CD *=*
к о о
50
70
100
150
200
25
40
19
—
•
СО О)
о. о,
ее «Я
с о°
Svo •
<u « a
Н 0<*4
До
150
±45
До 60
Ниже
—20
допустимое
давление,
, KZClCM2
До 18
До 16,
перепад до
и после
вентиля
0,25—16
До 10
До 18 ^
максималь-
1 ный расход
t ВОДЫ, М?1Ч
9,0
(при
давлении воды
3 kzcjcm?)
—
Назначение прибора
Предотвращение обратного
потока пара из конденсатора
в компрессор
Автоматические двухпози-
ционные запорные устройства
Автоматическая защита
компрессора от перегрева в
случае прекращения подачи
воды в охлаждающие рубашки
цилиндров
Управление, защита и
сигнализация работы
прямоточных блок-картерных
компрессоров
Отделение воздуха от
аммиака в холодильной
установке
Изготовитель
Минский
завод
„Продмаш"
Семеновский
арматурный
завод (Горь-
ковская
область)
Опытный
завод
ВНИХИ
Опытный
завод
ВНИХИ
Примечание
Среда, в которой прибор
может быть
использован,— аммиак, рассол, во-1
да
Исполнение
соответствует требованиям,
предъявляемым к помещениям
класса В-16
ПУМ-100 для
одноступенчатых компрессоров;
ПУМ-200 для
двухступенчатого агрегата; ПУМ-400
для двухступенчатого
компрессора 1
Соответствует требова-1
ниям, предъявляемым к 1
помещениям класса В-16 1
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
Классы 17 Ь, 2/03; 53 е, 3/01
МП К F 25 с 1/22; А23Ь 1/06
№ 287033A298965/28-13 от 11 января 1969 г. с
присоединением заявки 1303559/28-13).
Зависимое от авт. св. № 176309
Е. Е. К о р п а л
Форма для замораживания пищевых продуктов
Форма для замораживания пищевых продуктов по
авт. св. № 176309, отличающаяся тем, что с целью
интенсификации процесса замораживания она снабжена
направляющими раструбами, расположенными перед
сквозными каналами гофр.
Класс 17 Ь, 6/04 МП К F 25 с 7/02
ffe 287034A379250/28-13 от 24 ноября 1969 г).
Авторы изобретения Ю. А. О л е н е в, О. С.
Борисова и Н. Н. Фильчакова
Заявитель Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной промышленности
Способ приготовления мороженого
Способ приготовления мороженого, например, в
бытовых условиях из смеси молочного жира, сухого
обезжиренного молочного остатка, сахара, стабилизатора и
воды путем ее взбивания и замораживания в рассоле,
например в формах, отличающийся тем, что с целью
увеличения скорости замораживания смеси и улучшения при
этом структуры и консистенции готового продукта
используют рассол с концентрацией в пределах от 12 до
25% и температурой от —13 до — 16°С, в котором часть
воды находится в замороженном состоянии.
Классы 17 с, 4/02; 53 с, 3/01; 65 а2 39
МП К F 25 d 15/00; А 23 b 3/06; В 63 b 35/24
№ 287970 A329201/28-13 от 20 мая 1969 г.)
Л. И. Гольдштейн
Устройство для охлаждения продуктов
Устройство для охлаждения продуктов, например
рыбы, состоящее из теплоизолированного резервуара с
люком для приема и выгрузки продукта, испарителя,
решетки и системы трубопроводов для циркуляции
охлаждающей воды, отличающееся тем, что с целью
интенсификации теплообмена испаритель состоит из
установленных вдоль боковых стенок резервуара панелей, в зазоре
между которыми и стенками резервуара расположены
поперечные перегородки, образующие теплообменники в
виде зигзагообразных каналов, над последними
смонтирован коллектор для подачи воды в каждый
теплообменник, а панели в нижней части имеют отверстия для
выхода охлажденной воды, при этом над решеткой
размещена перфорированная труба для подачи сжатого
воздуха.
F 25 b 9/02
№ 289265 A161134/24-6 от 1 июня 1967 г.)
Зависимое от авт. св. № 169544
Ю. В. Антонов и Ю. В. Чижиков
Вихревая холодильная установка
Вихревая холодильная установка по авт. св.
№ 169544, отличающаяся тем, что с целью повышения
термодинамической эффективности горячие концы
энергоразделителей снабжены последовательно соединенными
одна с другой по охлаждающей жидкости рубашками с
подачей жидкости в противотоке с охлаждаемым газом.
F25b 11/00
№ 289267 A145956/24-6 от 4 апреля 1967 г.)
М. Г. Д у б и н с к и й, М. Г. Д р у й, И. М. К о в т у н,
В. Ф. Кормилицын, С. Л. К о с м а т о в,
В. В. Лапшов и В. С. Сницаренко-Заха-
р енко
Способ работы турбокомпрессорной холодильной машины
Способ работы турбокомпрессорной холодильной
машины по замкнутому циклу с двумя регенераторами,
продуваемыми попеременно холодным и теплым
потоками газа, отличающийся тем, что с целью
предотвращения колебаний температуры в холодильной камере часть
теплого потока перепускают в обход регенератора и
перед холодильной камерой смешивают его с
остальной частью, охлажденной в регенераторе, а количество
перепускаемого газа регулируют по температуре на
входе в холодильную камеру.
F 25 b 31/00
J\fo 289268 A310260/24-6 от 5 февраля 1969 г.)
Авторы изобретения В. А. С к а р ж е п а, А. И.
Рудная, А. А.Морозов и А. А. Соломко
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский
институт по электробытовым машинам и приборам
Регулятор температуры
Регулятор температуры, например для домашнего
холодильника, содержащий датчик температуры,
включенный в плечо мостовой измерительной схемы, и схему
управления, соединенную с управляющим электродом
тиристора для воздействия на мотор-компрессор,
отличающийся тем, что с целью повышения надежности и
стабильности схема управления выполнена в виде блокинг-
генератора, обмотки обратной связи которого
подключены при помощи диодов к диагонали мостовой схемы,
а выход его соединен с управляющим электродом
тиристора.
57
F 25 d 9/00
№ 289270 A311739/28-13 от 18 марта 1969 г.)
В. Ф. Лебедев, А. П. Леонов и Г. В. Кантор
Малогабаритный термоэлектрический холодильник
1. Малогабаритный термоэлектрический холодильник,
состоящий из корпуса с теплоизоляцией, термобатареи с
«горячим» и «холодным» радиаторами, электродвигателя
с вентилятором и каналом для циркуляции воздуха
через «горячий» радиатор, отличающийся тем, что с целью
обеспечения компактности и повышения надежности
устройства в работе, электродвигатель вмонтирован в слой
теплоизоляции, а в последнем выполнен спиральный
канал, охватывающий корпус электродвигателя и
служащий для соединения окружающей среды с каналом для
циркуляции воздуха через «горячий» радиатор.
2. Холодильник по п. 1, отличающийся тем, что с
целью улучшения хранения продуктов на валу
электродвигателя установлен дополнительный вентилятор,
предназначенный для создания циркуляции воздуха через
«холодный» радиатор.
F 25 b 15/04
№ 291077 A362682/24-6 от 15 сентября 1969 г.)
Авторы изобретения Чан Дык Ба и Б. А. Минкус
Заявитель Одесский технологический институт
пищевой и холодильной промышленности
Абсорбционная холодильная установка
Абсорбционная холодильная установка, содержащая
генератор для выпаривания крепкого раствора,
испаритель для производства холода, абсорбер с водоохлаж-
дающей теплообменнои поверхностью, поглощающий
слабым раствором пары хладагента, и эжектор для под-
жатия паров хладагента, подаваемых из испарителя в
абсорбер, отличающаяся тем, что с целью повышения
экономичности в линию связи абсорбера с эжектором вклю-
Первый в Венгрии холодильник был построен в
1906 г. в Будапеште. Это был городской
распределительный холодильник емкостью 3 тыс. т © заводом
искусственного льда. До второй мировой войны холодильное
хозяйство Венгрии развивалось очень медленно: за
35 лет было построено лишь восемь небольших
холодильников. По окончании войны работало девять
холодильников общей емкостью 15 тыс. т с
производительностью морозилок 100 т/сутки, при этом шесть
холодильников предназначались для обработки и хранения
птицы.
После войны холодильное хозяйство народной
Венгрии стало быстро расширяться. Были восстановлены
старые холодильйики и к 1960 г. построено шесть новых, в
результате холодильная емкость увеличилась до 27 тыс. т,
а производительность морозилок до 200 т/сутки. К
1970 г. емкость распределительных холодильников
возросла до 58 тыс. т (в том числе холодильники емкостью
чен теплообменник, последовательно соединенный с во-
доохлаждающей .теплообменнои поверхностью абсорбера.
F 25
F 25 b 9/02
№ 291075 A251790/24-6 от 24 июня 1968 г.)
Г. И. Воронин, Ю. В. Антонов, В. Ф.
Кудели н, Ю. В. Чижиков, В. Н. Ламакин,
А. С. Камышков, В. В. Купченко
и Б. Л. Р а й х
Вихревая труба
Вихревая труба, содержащая камеру с сопловым
вводом сжатого воздуха, диафрагму с центральным
отверстием для выхода холодного потока и патрубок с
дроссельным вентилем для вывода горячего потока,
отличающаяся тем, что с целью повышения термодинамической
эффективности внутренняя поверхность патрубка
преимущественно на длине, равной 8—16 его диаметрам,
покрыта тонким слоем пластмассы, например
металлизированным фторопластом.
Класс 17 а, 5 МПК F 25 b 9/02
№ 283996A145512/24-6 от 30 марта 1967 г.)
Ю. В. Антонов
Вихревая труба
Вихревая труба преимущественно для переносного
кондиционера, содержащая вихревую камеру с
сопловым вводом сжатого газа, диафрагму с центральным
отверстием для вывода холодного потока и эжектор для
прососа горячим потоком наружного воздуха через
охлаждающую рубашку, отличающаяся тем, что, с целью
повышения термодинамической эффективности, эжектор
установлен на входе в охлаждующую рубашку, и в
линию связи его с патрубком горячего потока встроен
теплообменник для охлаждения последнего наружным
воздухом.
43 тыс. т с температурой камер — 20°С), а
производительность морозилок до 400 т/сутки. Емкость 11
холодильников птицеперерабатывающей промышленности на
начало 1970 г. составляла 3800 т, для мясной
промышленности в 1964 г. был построен холодильник емкостью
3600 т с производительностью морозилок 40 т/сутки.
За последние годы было сооружено много
холодильников для хранения фруктов. В 1967 г. емкость
фруктовых холодильников достигала 20 тыс. т, в 1968 г. —
40 тыс. г и в 1969 г. <— 100 тыс. т.
Среднегодовой процент загрузки холодильников в
птицеперерабатывающей промышленности 68%, в мясной
промышленности 44% и распределительных
холодильников 74%. Максимальная загрузка распределительных
холодильников наблюдается в сентябре — 90% от их
емкости. Количество хранящихся на холодильниках
замороженных плодов и овощей начинает возрастать с мая и
достигает максимума в августе и сентябре. С этого мо-
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ СТРАНАХ
Холодильная промышленность Венгрии
Э. АЛМАШИ — Будапешт
58
мента рост экспорта и внутреннего потребления
обусловливает постепенное уменьшение запасов замороженных
плодов и овощей вплоть до апреля и мая, когда они
достигают минимального значения. Для мороженого мяса,
птицы, масла период максимального хранения
приходится на декабрь—январь.
Искусственный водный лед производит каждый
распределительный холодильник. Лед используют главным
образом для снабжения железнодорожных
вагонов-ледников. Количество изготовленного льда в 1960 г.
составило около 32 тыс. т, в 1967 г. — около 50 тыс. т. В
меньших масштабах замораживают яичный меланж и
выпускают мороженое. За последние годы производство
этих видов продукции не получило развития на
холодильниках.
Самым важным направлением деятельности
венгерских холодильников является замораживание плодов,
овощей и кулинарных изделий. Производство
замороженных готовых блюд было начато в Венгрии в 1947 г. на
морозильном заводе «Мирелит». За год было изготовлено
9 т этой продукции. В 1952 г. было организовано
замораживание плодов и овощей с использованием
туннельных морозилок холодильников. На отдельных
холодильных предприятиях было установлено необходимое
технологическое оборудование, однако производство
развивалось довольно медленно: в 1957 г. выпуск продукции едва
достиг 6 тыс. т. Одной из причин этого был тот факт, что
холодильники производили замораживание продуктов
лишь в форме оказания услуг и в выполнение плана
засчитывалась только стоимость процессов
замораживания и хранения, а сами продукты принадлежали
предприятиям консервной промышленности.
В 1957 г. производство замороженных продуктов
было полностью передано в ведение самих
распределительных холодильников. С этого момента начался быстрый
рост выпуска замороженных продуктов: 1958 г. —
15 тыс. г,- 1960 г. — 20, 1962 г. — 25, 1964 г. — 25,
1966 г. — 32, 1968 г. — 40, 1969 г. — 50 тыс. г.
Замораживание плодов, овощей, полуфабрикатов и
готовых блюд не является монополией Государственного
предприятия холодильной промышленности. В
настоящее время на одном из консервных заводов имеется
морозильный цех с годовой производительностью 10 тыс. т.
В' системе сельскохозяйственной производственной
кооперации работает опытный морозильный завод с годовой
производительностью 2 тыс. г. В системе гостиничного
хозяйства организовано в ресторанах производство
замороженных блюд.
Таким образом, передача распределительным
холодильникам производства замороженных плодов, овощей
и готовых блюд привела к его быстрому развитию в
Венгрии. Опыт последних нескольких лет
свидетельствует и о других положительных результатах этого
мероприятия. Повысился среднегодовой процент
использования емкости распределительных холодильников, что в
интересах не только отдельных холодильников, но и всего
народного хозяйства. Ввиду низких тарифов,
действовавших на венгерских холодильниках до последнего
времени (теперь эти тарифы значительно повышены),
эксплуатация распределительных холодильников не была
рентабельной с точки зрения долгого срока их амортизации.
По этой причине организация на холодильниках
высокорентабельного производства замороженных плодов,
овощей и готовых блюд была жизненной необходимостью
для развития сети распределительных холодильников в
Венгрии.
Важность производства замороженных продуктов для
экономики холодильников видна из следующих цифр.
В 1960 г. стоимость продуктов, хранившихся на
холодильниках, но принадлежащих другим отраслям
промышленности, составляла 1700 млн. форинтов. Холодильники
выручили за свои услуги по тарифам 19 млн. форинтов,
т. е. около 1% стоимости товаров. Вместе с тем
стоимость собственной продукции замороженных плодов,
овощей и готовых блюд в том же году достигала 136 млн.
форинтов.
Нужно учитывать, что большое развитие на
холодильниках производства замороженных продуктов
имеет и свои неудобства. Замороженные продукты
собственного производства занимают значительное место в
грузообороте холодильников. При необходимости из
народнохозяйственных соображений увеличить запасы на
холодильниках мяса, масла и других продуктов может
потребоваться ограничение производства замороженных
продуктов из-за недостатка холодильной площади для
их складирования. Несмотря на этот риск,
предусматривается дальнейшее расширение производственной
деятельности венгерских холодильников.
«Chlodnictwo», 1971, № 1, стр. 9.
Сокращенный перевод Д. Г. РЮТОВА
ПОПРАВКА
к статье В. А. Тихомирова и В. И. Проньки «Влияние формы и размеров кожухов
герметичных компрессоров на их звукоизолирующую способность», опубликованной в
журнале «Холодильная техника», 1971, № 2.
Страница
Напечатано
(авторская ошибка)
Следует читать
38,
правая колонка,
22 строка снизу
38,
таблица 5
среднегеометрическая
частота...
С....3,5-10
С1в..—9,1
1,4-10
—8,5
f — одна сотая доля
среднегеометрической частоты...
С. ...3,8-10
^....-9,1
1,9-10
-8,5-10
-1
59
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Фреоновый компрессорно- конденсаторный агрегат
АК-ФВ4М с комплектом испарительных батарей
Фреоновая холодильная машина, состоящая из ком-
прессорно-конденсаторного агрегата АК-ФВ4М,
комплекта испарительных батарей непосредственного
охлаждения, теплообменника, фильтра-осушителя, приборов
автоматики, электропусковой аппаратуры и соединительных
трубопроводов, поставляется Мелитопольским заводом
холодильного машиностроения им. 30 лет ВЛКСМ.
Машина предназначена для охлаждения и
поддержания необходимой температуры воздуха в стационарных
холодильных камерах продовольственных магазинов и
предприятий общественного питания. Она работает в
диапазоне температур кипения —25-f- + 5°C, при
температурах конденсации до 50°С и условии, что разность
между давлениями конденсации и кипения не
превышает 12 кгс/см2, а отношение этих давлений не более 9.
Холодильный агент — фреон-12. Смазочное масло —
ХФ12-18.
Принципиальная схема холодильной машины
изображена,на рис. 1.
Работа холодильной машины автоматизирована.
Первоначальный пуск компрессора осуществляется
вручную.
Машина рассчитана для работы на две камеры.
Каждая камера имеет терморегулирующий вентиль,
который регулирует заполнение двух последовательно
соединенных испарительных батарей
фреоном в зависимости от перегрева паров
на выходе из второй батареи.
Машина работает циклично. Пуск и
остановка электродвигателя
компрессора осуществляется с помощью реле
давления.
При давлении конденсации более
11 кгс/см2 реле давления выключает
электродвигатель компрессора.
Тепловая защита выключает
электродвигатель в случае его перегрузки.
Компрессорно-конденсаторный
агрегат АК-ФВ4М (рис. 2) включает в
себя компрессор и электродвигатель,
соединенные между собой клиноре-
менной передачей, реле давления,
конденсатор, теплообменник и
водорегулирующий вентиль.
* 621.57:621.564.25
Все это оборудование смонтировано на
конденсаторе. Техническая характеристика агрегата и
комплектующей аппаратуры приведена в таблице.
Компрессор ФВ6 одноступенчатый, поршневой,
двухцилиндровый, непрямоточный, с воздушным
охлаждением цилиндров. Сьемный блок компрессора
объединяет оба цилиндра.
Уровень масла в компрессоре контролируется череа
смотровое стекло.
Компрессор снабжен запорными вентилями на линиях
всасывания и нагнетания, а также штуцерами для
подсоединения реле давления, водорегулирующего вентиля
и манометров давления всасывания и нагнетания.
Конденсатор горизонтальный, кожухозмеевиковый, с
медными оребренными теплообменными трубками. На
входном водяном патрубке конденсатора установлен
водорегулирующий вентиль, автоматически
поддерживающий требуемую температуру конденсации при работе
холодильной машины путем изменения расхода
охлаждающей воды.
На конденсаторе смонтирована плавкая пробка,
выпускающая из него фреон в случае чрезмерного
повышения температуры кожуха конденсатора (например при»
пожаре).
Ч 5
Рис. 1. Принципиальная схема
холодильной машины:
/ — компрессор; 2 — реле давления;
3 — испарительная батарея; 4 —
терморегулирующий вентиль; 5 —
фильтр-осушитель; 6 —
электродвигатель; 7 — конденсатор; 8 —
теплообменник; 9 — водорегулирующий
вентиль
60
Рис. 2. Компрессорно-конденсаторный агрегат АК-ФВ4М:
/ — компрессор; 2 — электродвигатель; 3 —конденсатор; 4 — теплообменник; 5 —
водорегулирующий вентиль; 6' — реле давления.
Жидкий,
рреон
Вё15х
375
Пароо5раз\
ныйшрев/А
Л,, 15 \
Щ
(RFh—^ .
УиТЕй*
С
С
iPfrFfrJq
а
те
Д I
и
||[ J 1
1525
i
|
4o
?r
HI
—I Y
1 V
—г ь
_J
d
—p
54
Tiff. 0fo>
Й"
О0)нкал/ч\
10000
9000
8000
7000
6000]
5000\
4000\
2000
1000
I
/
r/
N3
tK-30y
/ m
40
^30
/A
A
-25 -20 -75 -10
0 t0,°G
Рис. 4. Зависимость холодопроизводитель-
ности и электрической мощности агрегата
АК-ФВ4М от температуры кипения и
конденсации.
Рис. 3. Испарительная батарея ИРСН-12,5С.
Испарительная часть холодильной машины состоит из
четырех пристенных ребристых змеевиксвых батарей
непосредственного охлаждения (рис. 3) и углового
фильтра-осушителя.
В комплект поставки холодильной машины входят
автоматический выключатель АП50-ЗМТ, магнитный
пускатель ПМЕ-222, соединительные медные трубопроводы,
@8x1—1,5 м, 012X1—9 м, 018X1—12 м), а также
запасные части, инструмент, техническая и отчетная
документация.
Все части машины, кроме соединительных
трубопроводов, поставляются осушенными, заглушёнными и
заполненными сухим азотом до давления 0,3—1 кгс/см2;
соединительные трубопроводы — осушенными и
заглушёнными.
Зависимость холодопроизводительности и
электрической мощности агрегата АК-ФВ4М от температуры
кипения и конденсации приведена на рис. 4.
Завод-поставщик гарантирует надежную работу
холодильной машины с использованием комплектующих
запасных частей в течение двух лет со дня отгрузки
компрессора (но не свыше 10000 ч работы) при условии
соблюдения правил хранения и эксплуатации.
Техническая характеристика
Холодопроизводительность машины при tQ =
= —15° С, tK = +30° С и расходе воды
через конденсатор 1,5 мъ\ч, ккал/ч . . . 4600
Электрическая мощность при тех же
условиях, кет 2,3
Вес машины (сухой), кг 377
Компрессор марки ФВб
число цилиндров 2
диаметр цилиндров, мм 67,5
ход поршня, мм 50
Теоретический часовой объем при 960 об/мин,
м*/ч 90,6
Вес, кг 45
Электродвигатель марки АОЛ2-32-4
номинальная мощность, кет 3
число оборотов в минуту 1420
напряжение, в 220/380
вес, кг 32
Конденсатор типа КТР-4М
наружная теплообменная поверхность, м2 2
Водорегулирующий вентиль типа ВР-15, шт. 1
Реле давления типа РД-3-01, шт 1
Испарительные батареи типа ИРСН-12,5С
поверхность охлаждения, м2 12,5
вес, кг 33,6
количество, шт 4
Терморегулирующий вентиль типа ТРВ-2М,
шт 2
Теплообменник типа ТФ20М
наружная теплообменная поверхность, м1 0,1
Фильтр-осушитель типа ОФФ-10А, шт. ... 1
Зарядка машины, кг
фреоном-12 10
маслом ХФ12-18 . 3,2
О. В. КОЗЛОВА, В. В. КАТЕРУХИН — ВНИИхолодмаш,
В. Я. ПАНЧЕНКО — Мелитопольский завод
холодильного машиностроения им. 30-летия ВЛКСМ
РЕФЕРАТЫ
621.57.041.001.5:621.564.25
Исследование характеристик бессальникового
компрессора при работе на фреоне-502. БЫКОВ А. В.,
САПРОНОВ В. И. «Холодильная техника», 1971, ЗЧЬ 6
Установлено, что применение фреона-502 вместо фре-
она-22 в бессальниковых низкотемпературных
одноступенчатых компрессорах в цикле с регенеративным
теплообменом позволяет значительно повысить
холодопроизводительность, улучшить энергетические показатели и
обеспечить благоприятные температурные условия работы
компрессора: более низкие температуры конца сжатия
обмоток встроенного электродвигателя и масла в картере.
Таблиц 1. Библиографий 5. Иллюстраций 7
621.57.048:536.2.001.5
Исследование влияния инея на теплопередачу в ореб-
ренных испарителях. ГАЧИЛОВ Т. С. «Холодильная
техника», 1971, № 6
Для выяснения влияния инея на теплообмен
проведены экспериментальные исследования на двух малых
испарителях с небольшим шагом ребер при различных
влажностях и температурных напорах. Получены
опытные значения коэффициентов теплоотдачи и
теплопередачи испарителей при работе с инеем в условиях, при
которых в основном работает торговое холодильное
оборудование. Таблиц 1. Библиографий 13. Иллюстраций 5.
621.57.041-213.3-752:621.565.92
Зависимость спектра вибраций компрессоров
домашних холодильников от их дефектов. БОГДАНОВ В. П.,
МОРОЗОВ С. А, КОЛОСОВ С. В., СВЯТНЫЙ В. И.
«Холодильная тенхика», 1971, № 6
Приводится теоретический анализ зависимости между
характером спектра вибраций и дефектами компрессоров
домашних холодильников. Доказывается возможность
создания диагностического устройства для определения
видов дефектов компрессоров. Библиографий 4.
Иллюстраций 3.
621.57.044:621.564.25:535.2
Интенсификация теплопередачи во фреоновых кожу-
хотрубных конденсаторах. КАН К. Д., СЕРГЕЕВ О. А.,
КРОТКОВ В. Н, БЕЛКОВСКИИ И. С,
ДМИТРИЕВА А. Ф. «Холодильная техника», 1971, № 6
Излагаются результаты работы ВНИИхолодмаша по
применению во фреоновых конденсаторах новых труб с
малой высотой и мелким шагом ребер, что позволило
значительно сократить расход труб и интенсифицировать
теплопередачу на 25—30%. Библиографий 3.
Иллюстраций 4.
621.512.001.24@84.21)
Методика расчета рабочего процесса поршневого
компрессора. ПЕТРИЧЕНКО Р. М., ОНОСОВСКИЙ В. В.,
АРТЕМОВ А. А., ПРОХОРОВ Ю. К. «Холодильная тех
ника», 1971, № 6
Приводится метод построения индикаторной диаг-
рамы поршневого компрессора и расчета его
интегральных характеристик, таких как коэффициент подачи,
среднее индикаторное давление. Метод основан на
использовании элементарных балансов. Расчет ведется
последовательными отрезками времени, соответствующими
элементарным углам поворота коленчатого вала компрес-
62
сора. Метод расчета — итерационный, целесообразно
реализовать с помощью ЭЦВМ. Библиографий 2.
Иллюстраций 3.
621.565.59:62-19
Определение надежности компрессионных
холодильных установок при цикличной работе. ПОТАПОВА Н. П.,
ЦИКЕРМАН А. М., ЯСТРЕБОВ В. С, ФАР-
ШАЙТ Г. С. «Холодильная техника», 1971, № 6.
Приводится методика определения интенсивности
отказов, средней наработки на отказ, коэффициента
готовности и вероятности безотказной работы систем (в
частности, компрессионных холодильных установок),
коэффициент рабочего времени элементов которых зависит
от тепловой нагрузки, в частности, систем, у которых
фактором, определяющим тепловую нагрузку, является
температура окружающей среды.
621.646.958
Галогенный течеискатель ГТИ-6. БЕРМАН Л. Г.,
ЕВЛАМПИЕВ А. И., КАРПОВ В. И. «Холодильная
техника», 1971, № 6.
Описан новый отечественный течеискатель типа
ГТИ-6, предназначенный для обнаружения утечек галоге-
низированных газов в системах под давлением и под
вакуумом. Представлены экспериментальные зависимости
чувствительности течеискателя от температуры датчика
и объемной скорости просасываемого через него воздуха
с галогенизированным газом. Таблиц 1. Библиографий 4.
Иллюстраций 5.
621.565.83
Нормализованные термоэлектрические батареи типа
«Селен». КАРПОВ В. Г., ТАЙЦ Д. А., ТЮЛЬПА-
НОВА Г. А., ЧЕРНЯВСКИЙ В. В. «Холодильная
техника», 1971, № 6.
Описан ряд термоэлектрических батарей. Рассмотрены
особенности конструкции и технологические приемы
изготовления батарей. Приведены их основные технические
характеристики. Предложены номограммы для
определения энергетических характеристик термобатарей.
Таблиц 1. Библиографий 3. Иллюстраций 2.
621.564.25
Токсическое действие высоких концентраций фрео-
на-12. ШУГАЕВ В. А. «Холодильная техника», 1971,
№ 6.
Опровергается широко распространенное мнение о
полной нетоксичности фреона-12. Приводятся опыты с
животными, а также наблюдения за людьми,
обслуживающими фреоновые холодильные установки.
Указывается на необходим эсть установления предельно
допустимой концентрации фреона-12 для промышленных
предприятий. Библиографий 6.
634.11.037.5:66.014
Изменение кутикулы яблок в период их созревания
и холодильного хранения. КОЛЕСНИК А. А.,
ХОВАНСКАЯ С. С, «Холодильная техника», 1971, № 6.
Приводятся данные о значении кутикулы в жизни
плодов, а также результаты исследований изменения
компонентов кутикулы при развитии и послеуборочном
хранении яблок. Яблоки различных codtob в отдельные
периоды созревания и хранения накапливают
неодинаковое количество кэмпонентов кутикулы. Повышенная
температура хранения стимулирует образованию воска.
Хранение плодов в модифицированной газовой среде не
оказывает заметного влияния на накопление плодами общего
количества воска. Таблиц 4. Библиографий 9.
66.095.3/.4.001.5:621.564.25
Исследование массообмена при конденсации смесей
фреонов-12 и 22 на горизонтальной трубе.
ЧАЙКОВСКИЙ В. Ф., БАХТИОЗИН Р. А., ДОМАНСКИИ Р. А.
«Холодильная техника», 1971, № 6
Приведены результаты экспериментального
исследования конденсации смесей фреонов-12 и 22 при
изменении концентрации от 5 до 95%. Описана
экспериментальная установка и методика исследования. Получена
критериальная зависимость, позволяющая определить
коэффициент массообмена при конденсации смесей
фреонов-12 и 22 на горизонтальной трубе. Библиографий 5.
Иллюстраций 2.
621.57.048:621.564.22:536.24
Обобщение данных по теплоотдаче при кипении
аммиака. ДАНИЛОВА Г. Н., КУПРИЯНОВА А. В.
«Холодильная техника», 1971, № 6
Установлено, что для условий работы аммиачных
испарителей характерно неразвитое кипение аммиака, при
котором интенсивность теплообмена определяется
совместным действием парообразования и свободной
конвекции. Средние коэффициенты теплоотдачи для пучка
трубок также существенно зависят от свободной конвекции
и могут быть рассчитаны по приведенной формуле.
Таблиц 2. Библиографий 7. Иллюстраций 2.
628.84
К определению летних расчетных параметров
наружного воздуха для транспортных кондиционеров. РОМА-
НЕНКО П. Н., КОТЕНКО В. Д. «Холодильная
техника», 1971, № 6
Из уравнения теплового баланса кондиционируемых
помещений на транспорте выведены формулы для
определения расчетных температур наружного воздуха. По
климатологическим данным для г. Ашхабада выявлены
распределения суммированных повторяемостей
температур и теплосодержаний наружного воздуха. Изложена
методика определения расчетных параметров по
заданной продолжительности их нарушения для установок
кондиционирования воздуха на транспорте с
использованием распределений повторяемостей температур и
теплосодержаний. Таблиц 1. Библиографий 9. Иллюстраций 3.
536.24.001.5:66.095.3/.4:621.564.25
Исследование теплоотдачи при конденсации фреона-11
на пучке оребренных трубок. СМИРНОВ Г. Ф., ЛУКА-
НОВ И. И. «Холодильная техника», 1971, № 5.
Проведено исследование теплоотдачи при конденсации
фреона-11 на пучке оребренных трубок. Опыты показали,
что коэффициент теплоотдачи наиболее резко падает с 1
по 5 ряд, а затем остается постоянным. Получены
величины коэффициентов теплоотдачи на стесненных пучках.
Библиографий 4. Иллюстраций 5.
621.565.83
Испытание термоэлектрических холодильников с
принудительной циркуляцией воздуха. ОРЛОВ В. С,
СЕРЕБРЯНЫЙ Г. Л., «Холодильная техника», 1971, № 5.
Предлагается методика расчета температур в
холодильнике с принудительной циркуляцией холодного
воздуха в рабочем режиме охлаждения и после отключения
электропитания термоэлектрического воздухоохладителя.
Сравнение расчета с экспериментом подтверждает
справедливость предложенной методики. Показана
перспективность использования термоэлектрических
холодильников подобной конструкции в условиях, где требуется
обеспечить быстрое охлаждение и затем длительное тер-
мостатирование при отключенном электропитании.
Библиографий 4. Иллюстраций 5.
63
CONTENTS
СОДЕРЖАНИЕ
M. К. Barbashin. Tasks of Meat and Dairy Industry
in 9th Five-Year Period 1
R. V. Varganova. Potentialities for Improving Utili
zation of Production Funds at Enterprises о
Belmyasorybtorg
A. V. Bykov, V. I. Sapronov. Investigation of Charac
teristics of Semi-Hermetic Compressor at Opera
tion with Freon-502 8
K. D. Kan, O. A. Sergeyev, V. N. Krotkov, I. S. Bel
kovsky, A. F. Dmitriyeva. Intensification of Hea
Transfer in Freon Shell-and-Tube Condensers 12
T. S. Gachilov. Investigation of Influence of Frost on
Heat Transfer in Finned Evaporators .... 15
V. P. Bogdanov, S. A. Morozov, S. V. Kolosov,
V. I. Svyatnij. Dependence of Vibration Spectrum
of Compressors of Domestic Refrigerators Upon
Their Faults 19
R. M. Petrichenko, V. V. Onosovsky, A. A. Artemov,
U. K. Prokhorov. Method of Calculating Operating
Process of Reciprocating Compressor 22
N. P. Potapova, A. M. Tsikerman, V. S. Yastrebov,
G. S. Farshait. Determination of Reliability of
Compression Refrigerating Plants 26
L. G. Berman, A. I. Yevlampiyev, V. I. Karpov. Ha-
lide Leak Detector, Type GTI-6 27
V. G. Karpov, D. A. Taits, G. A. Tyulpanova,
V. V. Chernyavsky. Standardized Thermoelectric
Batteries, Type "Selen" 30
V. A. Shugayev. Toxis Action of High Concentrations
of Freon-12 33
A. A. Kolesnik, S. S. Khovanskaya. Changes in Apple
Cuticula During Ageing and Cold Storage Period 34
From dissertations
V. F. Chaikovsky, R. A. Bachtiosin, R. A. Domansky.
Investigation of Mass Exchange at Condensation
of Freons-12 and 22 Mixtures on Horizontal Pipe 37
G. N. Danilova, A. V. Kupriyanova. Generalization
of Data on Heat Transfer at Evaporation of
Ammonia 39
P. N. Romanenko, V. D. Kotenko. Determination of
Summer Calculation Data of Outside Air for
Transport Air Conditioners 42
Practice exchange
A. V. Nemtsev, U. Y. Senyagin. Shifting of Pumpless
Cooling Systems to Pump Circulation of
Ammonia 45
G. E. Zavelion. Circuits for Emergency Switching-off
of Compressors 46
Recommendations for Projecting Automatization of
Ammonia Refrigerating Plants with Pumpless and
Brine Cooling Systems 48
New Inventions . 57
In socialist countries
E. Almasi. Refrigerating Industry in Hungary . . 58
Reference data
O. V. Kozlova, V. V. Katerukhin, V. Y. Panchenko,
Freon Condensing Unit, Type AK-FV4M, with
Set of Evaporative Coils 60
Summaries , . 62
M. К. Барбашин. Задачи мясной и молочной
промышленности в девятой пятилетке ..... 1
Р. В. Варганова. Возможности улучшения
использования производственных фондов на
предприятиях Белмясорыбторга 6
A. В. Быков, В. И. Сапронов. Исследование
характеристик бессальникового компрессора при
работе на фреоне-502 8
К. Д. Кан, О. А. Сергеев, В. Н. Кроткое, И. С. Бел-
ковский, А. Ф. Дмитриева. Интенсификация
теплопередачи во фреоновых кожухотрубных
конденсаторах 12
Т. С. Гачилов. Исследование влияния инея на
теплопередачу в оребренных испарителях ... 15
B. П. Богданов, С. А. Морозов, С. В. Колосов,
В. И. Святный. Зависимость спектра
вибраций компрессоров домашних холодильников
от их дефектов 19
Р. М. Петриченко, В. В. Оносовский, А. А.
Артемов, Ю. К. Прохоров. Методика расчета pa- |
бочего процесса поршневого компрессора . . 22
Н. П. Потапова, А. М. Цикерман, В. С. Ястребов,
Г. С. Фаршайт. Определение надежности
компрессионных холодильных установок при
цикличной работе 26
Л. Г. Берман, А. И. Евлампиев, В. И. Карпов.
Галогенный течеискатель ГТИ-6 27
В. Г. Карпов, Д. А. Тайц, Г. А. Тюльпанова,
В. В. Чернявский. Нормализованные
термоэлектрические батареи типа «Селен» ... 30
В. А. Шугаев. Токсическое действие высоких
концентраций фреона-12 33
A. А. Колесник, С. С. Хованская. Изменение
кутикулы яблок в период их созревания и
холодильного хранения 34
Из диссертационных работ
B. Ф. Чайковский, Р. А. Бахтиозин, Р. А. Доман-
ский. Исследование массообмена при
конденсации смесей фреонов-12 и 22 на
горизонтальной трубе 37
Г. Н. Данилова, А. В. Куприянова. Обобщение
данных по теплоотдаче при кипении аммиака . 39
П. Н. Романенко, В. Д. Котенко. К определению
летних расчетных параметров наружного
воздуха для транспортных кондиционеров ... 42
Обмен опытом
А. В. Немцев, Ю. Я. Сенягин. О переводе
безнасосных систем охлаждения на насосную
циркуляцию аммиака 45
Г. Е. Завелион. О схемах экстренного отключения
компрессоров 46
Рекомендации по проектированию автоматизации
аммиачных холодильных установок с
безнасосными и рассольными системами охлаждения . 48
Новые изобретения 57
В социалистических странах
Э. Алмаши. Холодильная промышленность Венгрии 58
Справочный отдел ^
О. В. Козлова, В. В. Катерухин, В. Я. Панченко.
Фреоновый компрессорно-конденсаторный
агрегат АК-ФВ4М с комплектом испарительных
батарей 60
Рефераты 62
Редакционная коллегия: В. М. Шавра (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного
редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин,
В. А. Дедух, М. Г. Дик, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С. Мартынов, проф. В. С.
Мартыновский, М.Н.Мертешов, проф. Г. Б. Чижов, А. П. Шеффер.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костикова, 12. Телефон 250-00-34, доб. 49
Технический редактор Т. С. Пронченкова
Т—08096 Сдано в набор 2/1V—1971 г. Подп. к печ. 20/V—1971 г. Формат 84Xl08Vie
Объем 4 п. л. Уч.-изд. л. 8,29. Тираж 17745 Заказ 1333 Цена 50 коп.
Типография изд-ва «Московская правда», Потаповский пер., 3.