АВТОМАТИЗИРОВАННЫЕ АММИАЧНЫЕ КОМПРЕССОРНЫЕ АГРЕГАТЫ
———————— канд. техн. наук М. Г. ШУМЕЛИШСКИЙ, Г. Я. БАКСИЧЕВ
московский завод «Компрессор»,
канд. техн. наук И. А. ПАВЛОВА, Ю. И. КОЛОТИЙ, Ф. И. АНДРОСОВ, Ю. Я. СЕНЯГИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
621.572—52
Московский завод «Компрессор» серийно
выпускает бескрейцкопфные аммиачные
компрессоры одноступенчатого сжатия.
Значительная часть их предназначена для работы
в составе автоматизированных холодильных
установок. Однако завод не комплектовал
компрессоры приборами и средствами
автоматизации в полном объеме, поэтому оснащение
приборами производилось на месте монтажа
компрессоров, что задерживало ввод
оборудования в эксплуатацию, ухудшало качество
монтажа и удорожало работы.
В 1965 г. институтами ВНИХИ и «Пище-
промавтоматика» был разработан технический
проект комплексной автоматизации
аммиачных компрессоров одно- и двухступенчатого
сжатия с использованием унифицированных
малогабаритных пультов управления ПУМ.
Во ВНИХИ разработана технологическая
часть проекта [1], подобраны и переданы
заводу «Компрессор» необходимые приборы
автоматики. Электрическая часть проекта [2]
и пульт управления ПУМ-100 разработаны
институтом «Пищепромавтоматика».
Схема автоматики пульта предусматривает
двухпозиционное регулирование холодопроиз-
водительности агрегата, защиту от выхода
технологических параметров за допустимые
пределы, а также сигнализацию о работе
агрегата.
Один из пультов ПУМ-100, предназначенных
для автоматизации одноступенчатых
холодильных компрессоров, прошел
междуведомственные испытания на заводе «Компрессор»
комплектно с автоматизированным компрессором
АУ-200 [3].
Наиболее часто в качестве машин
одноступенчатого сжатия на производственных и
распределительных холодильниках используются
аммиачные блок-картерные бескрейцкопфные
компрессоры типов АВ-100 и АУ-200.
Заводом «Компрессор» при участии
ВНИХИ разработаны технические условия
ТУ 26-03-49—67 на автоматизированные
компрессорные агрегаты АВ-100/А и АУ-200/А.
Заводом изготовлены опытные образцы
агрегатов, которые рекомендованы
междуведомственной комиссией для серийного
производства [4, 5].
Сотрудники ВНИХИ принимали участие в
наладочных и междуведомственных
испытаниях, программа и методика которых были
разработаны совместно ВНИХИ и заводом
«Компрессор». При разработке агрегатов
осуществлена максимальная унификация узлов,*
деталей и приборов. Степень унификации
агрегатов АУ-200/А и АУ-ЮО/А достигает 80%.
Полностью унифицированы рамы, приборные
щиты, ограждения и муфты приводов,
элементы межприборного электромонтажа, пульты
управления и пр.
Конструкция агрегатов проста и
технологична.
Новые агрегаты (рис. 1 и 2) предназначены
для работы -в составе стационарных
аммиачных холодильных установок в диапазоне
температур кипения от 0 до —25°С.
Агрегат АУ-200/А состоит из
смонтированных на общей литой чугунной раме:
— поршневого блок-картерного У-образного
аммиачного компрессора одноступенчатого
Рис. 1. Автоматизированный компрессорный агрегат
АУ-200/А с пультом управления ПУМ-ilOO.
4

сжатия АУ-200, непосредственно соединенного
через эластичную муфту с трехфазным
асинхронным электродвигателем АП 92-6
мощностью 75 кет. Электродвигатель с короткозамк-
нутым ротором (скорость вращения
980 об/мин) обладает повышенным пусковым
моментом;
— сварного щита с приборами контроля
и автоматики, к которым относятся: мановаку-
умметр давления всасывания АМВ-1;
манометр давления нагнетания АМ-1; двухдатчи-
ковое реле давления РД-4А-01Т,
осуществляющее защиту компрессора от чрезмерного
понижения давления всасывания и повышения
давления нагнетания; реле контроля смазки
РКС-1А, защищающее компрессор от
нарушений в работе системы смазки.
Рядом с электродвигателем установлен шит
.(рис. 3), на котором смонтированы фильтр
?15АФ и мембранный вентиль СВМ-15 с
электромагнитным приводом, служащие для
автоматической подачи охлаждающей воды в
рубашки цилиндров компрессора при его работе,
а также мембранное реле протока РП-12,
защищающее компрессор от перегрева при
прекращении подачи воды.
На байпасном трубопроводе компрессора
АУ-200 установлен мембранный вентиль
Рис. 2. Автоматизированный компрессорный
агрегат AB-flOO/А на испытательном стенде завода
«Компрессор».
СВМ-40 с электромагнитным приводом,
осуществляющий разгрузку компрессора при пуске
путем перепуска газа со стороны нагнетания
на сторону всасывания.
На нагнетательном коллекторе и
нагнетательном трубопроводе компрессора
смонтированы два реле температуры ТР-200,
предназначенные для защиты компрессора от
чрезмерного повышения температуры нагнетания.
Контакты этих приборов соединены
последовательно, поэтому компрессор останавливается
при срабатывании любого из них. На
нагнетательном трубопроводе смонтирован обратный
клапан ОКДП-70 с фторопластовым
уплотнением и демпфирующим устройством,
исключающий возможность перетекания аммиака со
стороны высокого давления в картер
компрессора при остановке последнего.
Непосредственно на компрессоре
установлены два мановакуумметра АМВ-1 для
визуального контроля за работой системы смазки.
Муфта привода закрыта легкосъемным
ограждением со специальными прорезями для
пробного проворачивания коленчатого вала
компрессора.
Контакты автоматических датчиков
РД-4А-01Т, РКС-1А, РП-12, ТР-200, а также
катушки электромагнитов мембранных
вентилей СВМ-40 и СВМ-15 выведены на клеммы
соединительного ящика СЯ-Ю в
водозащищенном исполнении.
Монтаж системы автоматики агрегата
АУ-200/А выполнен кабелем КНР 2X1,5, за-
ключенным в металлический рукав, который
проложен по раме агрегата. Кабель от
каждого датчика или исполнительного механизма
вводится в соединительный ящик через
отдельный сальниковый ввод. Один сальниковый ввод
оставлен свободным для присоединения
многожильного кабеля КНР 10X1,5, связывающе-
Рис. 3. (Приборы, контролирующие
подачу охлаждающей воды к компрессору.

го ящик с пультом управления. Кабель
КНР 10X1,5 длиной 12 м поставляется с
агрегатом.
Малогабаритный пульт управления
ПУМ-100 включает в себя логическую схему
и органы управления агрегатом. Пульт
поставляется вместе с агрегатом и
устанавливается близ него. Малые размеры пульта
обусловлены применением тиратронов типа
МТХ-90 вместо сигнальных ламп и
промежуточных реле. Пульт снабжен счетчиком числа
часов работы агрегата. Для удобства
обслуживания монтажная плата пульта ПУМ-100
выдвигается вместе с передней панелью.
Схема пульта управления обеспечивает
работу агрегата в одном из трех режимов:
автоматическом — автоматический пуск и
остановка, действуют все защиты;
полуавтоматическом — пуск и остановка производятся
ключом управления с пульта, действуют все
защиты; местном — пуск и остановка
осуществляются кнопками управления, все защиты
отключены.
На местный режим машина переводится в
исключительных случаях. Работает она при
этом так же, как неавтоматизированные
компрессоры (соблюдаются соответствующие
правила техники безопасности) [6].
При возникновении опасных отклонений от
заданных условий работы в автоматическом
и полуавтоматическом режиме агрегат
останавливается благодаря наличию
соответствующих защит.
Пуск -и остановка агрегата в
автоматическом режиме могут осуществляться от
приборов (реле), контролирующих температуру
(давление) кипения холодильного агента,
температуру рассола или воздуха в холодильной
камере.
В состав поставляемой комплектно с
агрегатом электропусковой аппаратуры входят:
станция управления БУ 5120-ЗЗАЗ и
герметизированный кнопочный пост типа КСГ 2-21.
Установленный на станции управления
автоматический выключатель А-3134 защищает
электродвигатель агрегата от перегрузки и
короткого замыкания.
Все приборы автоматики подвергаются на
заводе входному контролю и настраиваются на
предельные точки срабатывания, но могут
быть перенастроены заказчиком, в
зависимости от конкретного режима работы
холодильной установки.
Конструкция автоматизированного
компрессорного агрегата АВ-ЮО/А не имеет
существенных отличий от агрегата АУ-200/А,
описанного выше. В состав агрегата АВ-ЮО/А
входит компрессор АВ-100 с приводом от элек-
?00
1vy
^%
3 s
А
//
-20
-15
-10
-5
Рис. 4. Зависимость холодопроизвод-итель-
ности агрегатов АУ-200/А (/ и 2) и
АВ-ЮО/А C и 4) от температуры кипения
при температуре конденсации:
/ — 30°С; 2 — 35°С; 3 — 30°С; 4 — 35°С.
Н^нЬт
90
80
70
60
50
Щ
30
го
У
г ^^
1
<
Jf.
2
Ч-
-25
-20
-15
-10
-5
w
Рис. 5. Зависимость эффективной
мощности агрегатов АУ-200/А A и 2) и
АВ-ТО0/А C и 4) от температуры
кипения при температуре конденсации:
1 — 35°С; 2 — 30°С; 3 — 35°С; 4 —
30°С.
8

тродвигателя АП 91-6 мощностью 55 кет,
с числом оборотов 980 в минуту. Агрегат
АВ-100/А укомплектован станцией управления
БУ 5120-ЗЗАЗА. В качестве автоматического
байпаса используется мембранный вентиль
СВМ-25 с электромагнитным приводом. На
агрегате установлено одно реле ТР-200 и
обратный клапан типа ОКДП-50 с условным
проходом 50 мм.
С автоматизированными компрессорными
агрегатами обоих типов поставляется также
полупроводниковое реле уровня ПРУ-4,
которое монтируется на отделителе жидкости
перед компрессорами и служит для защиты ком-
прессора от гидравлического удара.
Агрегаты поставляются с большим
комплектом запасных частей и набором специального
инструмента.
Все приборы и средства автоматизации,
установленные на агрегатах, за исключением
реле ТР-200, соответствуют помещениям
класса В-16, к которым относятся машинные залы
аммиачных холодильных установок. По
освоении приборостроительной промышленностью
серийного выпуска нового прибора защиты от
повышения температуры нагнетания,
соответствующего классу В-16 (двухпозиционное
реле температуры ТР-2А-06ТМ), он будет
устанавливаться взамен реле ТР-200.
Приводные электродвигатели также будут заменены
более совершенными, имеющими лучшие
энергетические и весовые показатели. В настоящее
время такие двигатели серии АОП-2
осваиваются промышленностью.
Холодопроизводительность агрегатов и их
эффективная мощность показаны на рис. 4 и 5.
В 1967 г. завод «Компрессор» выпустил
опытную партию A0 шт.)
автоматизированных компрессорных агрегатов. Агрегат
АУ-200/А экспонируется на ВДНХ.
Дальнейшим этапом в осуществлении
комплексной автоматизации холодильных
установок явится разработка крупных
автоматизированных комплектных холодильных машин
производительностью до 400000 ккал/ч,
состоящих из двух основных агрегатов —
компрессорного и аппаратного.
ЛИТЕРАТУРА
1. (Комплексная автоматизация компрессоров АУ-200
и ДАУУ-Т00. Отчет ВНИХИ № ,2624, 1965.
2. Технический проект комплексной автоматизации
компрессоров типа АУ и ДАУУ. Институт «Пищепром-
автоматика», Одесса, 1965.
3. Автоматизация компрессоров с приводом от
асинхронного короткозамкнутото двигателя. Отчет ВНИХИ
№ 2839, 11966.
4. Материалы междуведомственных испытаний
агрегата АУ-200/А. Отчет завода «Компрессор» ТО-270—67,
1967.
5. Материалы междуведомственных испытаний
агрегата АВ-100/А. Отчет завода «Компрессор» ТО-280—67,
1967.
6. Правила техники безопасности на аммиачных
холодильных установках. ВНИХИ, 1967.
ДВУХПОЗИЦИОННОЕ ПИТАНИЕ ФРЕОНОВОГО К0ЖУХ0ТРУБН0Г0
ИСПАРИТЕЛЯ ПО ПЕРЕГРЕВУ
Канд. техн. наук В. С. УЖАНСКИЙ
ВНИИхолодмаш
Автоматизация питания фреоновых кожухо-
трубных испарителей — одна из наиболее
важных и технически сложных задач
комплексной автоматизации холодильных машин.
Как установлено многочисленными
исследованиями, наиболее целесообразно в качестве
показателя заполнения использовать перегрев
отсасываемого из испарителя пара. Другие
способы питания, в частности по уровню агента
в испарителе, не обеспечивают надежной
циркуляции масла и его возврата в компрессор и
требуют применения специальных дренажных
линий с собственной автоматикой [1, 2].
Автоматическое регулирование по
перегреву отличается тем, что при любых режимах и
621.57.048
любых тепловых нагрузках можно найти
такой перегрев, который обеспечит, с одной
стороны, сухой ход компрессора, а с другой —
надежный возврат масла со всасываемым паром
из испарителя.
Эти противоречивые требования
удовлетворяются, если перегрев поддерживается в
пределах 1,5—2°С во всем рабочем диапазоне
машины.
Между тем для применяемых в настоящее
время терморегулирующих вентилей ТРВ
такое требование является весьма жестким.
Трудности при наладке ТРВ тем больше, чем
шире рабочий диапазон машины.
Как показали исследования, проведенные во
7

ВНИИхолодмаше [3], рабочие характеристики
ТРВ, как правило, не удовлетворяют этим
требованиям.
При крутых рабочих характеристиках ТРВ
и малой неравномерности часто возникают
неуправляемые колебательные режимы с
влажным ходом; при пологих характеристиках
требуется перенастройка регулятора. В некоторых
зарубежных конструкциях рабочая
неравномерность достигает 10°С и более.
В связи с этим часто прибегают к
вынужденным решениям: устанавливают
термобаллоны ТРВ на теплообменниках и даже за
ними, применяют для одного испарителя
несколько ТРВ с автоматическим или ручным их
переключением при изменениях режимов.
С целью удовлетворения требований,
предъявляемых к системе питания фреонового кожу-
хотрубного испарителя, во ВНИИхолодмаше
предложена и испытана схема двухпозицион-
ного питания *. Испытания проведены накожу-
хотрубном испарителе теплового насоса,
работающего на фреоне-12. Работа испарителя
характеризуется значительными изменениями
тепловой нагрузки (в 7—8 раз), диапазоном
температуры кипения от —15 до +30°С и
температур конденсации от 25 до 61°С. В этих
условиях работа ТРВ особенно
затруднительна, даже при установке нескольких приборов.
Принципиальная схема двухпозиционного
питания испарителя представлена на рис. 1.
Жидкий фреон из конденсатора проходит
через теплообменник ТО, запорный вентиль 25,
соленоидный вентиль СВ, ручной
регулирующий вентиль 1В в испаритель И. Пары фреона
отсасываются через теплообменник в
компрессор. Давление кипения измеряется
манометром М, температура — термометрами IT r2T.
\В компрессор
Из конденсатора
Рис. 1. Принципиальная схема
двухпозиционного питания кожухотрубного
испарителя.
На жидкостной линии после вентиля 1В
установлен термометр сопротивления JTC, на
выходе из испарителя, в непосредственной
близости к сухопарнику, — термометр
сопротивления 2ГС.
Термометры сопротивления платиновые,
малоинерционные типа ТСП-5062, градуировка
22 G?о=,100 ом). С целью уменьшения
запаздывания чувствительные элементы
термометров сопротивления введены внутрь
трубопроводов без дополнительных гильз. Термометры
сопротивления подключены к входу реле
разности температур РРТ, которое управляет
работой соленоидного вентиля.
В качестве такого реле использовано
температурное реле РЦ, измерительный мост
которого приспособлен для подключения двух
термометров сопротивления1.
Схема собрана так, что выходной контакт
замыкается при увеличении перегрева.
* = tQ-t0T.
где т> — перегрев;
t'Q — температура пара;
U — температура кипящего агента,
измеренная термометром IT.
Принципиальная схема реле разности
температур представлена на рис. 2, а. В
измерительный мост, питающийся током
напряжением /7Ш включены термометры сопротивления
1ТС и 2ТС, а также задатчики перегрева
срабатывания R3 и дифференциала #д. При изме-
0,581 г
т
1 1
0
V
\0,71
I |
/
30
"""
i 1
0
°c
—t0--o°c
<
r1.36 1 ^
2 '#,
1,09
Рис. 2. Реле разности температур:
принципиальная схема; б — статическая
характеристика.
1 Ранее были сделаны попытки применить
аналогичные схемы для питания аммиачных батарей
непосредственного охлаждения [4,5].
1 Выбор реле был произвольным. В дальнейшем для
этой цели могут быть использованы серийные приборы,
например ПТРД-2 Орловского завода приборов.
8

нении разности температур, воспринимаемых
термометрами сопротивления, на выходе моста
появляется напряжение, которое подается к
усилителю У. При достижении порогового
значения напряжения срабатывает
электромагнитное реле Р, причем его контакт pi
перестраивает мост, обеспечивая заданный
дифференциал, р2 зажигает сигнальную лампу Л,
рЗ подает напряжение в обмотку соленоидного
вентиля.
На рис. 2, б показана статическая
характеристика реле, соответствующая настройке, при
которой проводились испытания. Если to=
= 30°С, реле срабатывает при Ф=1,36° и
имеет дифференциал 0,71°. Если ^0 = 0°С, реле
срабатывает при f} = 1,09° и имеет дифференциал
0,58°. Таким образом, соленоидный вентиль
закрывается в первом случае при О ==0,65°, во
втором при т} = 0,51°.
Испытания проводились при трех режимах
(во всех случаях температура конденсации
была 61°С):
Режим Холодопроизводи- Температура
тельность, тыс. ккал/н кипения, °С
I 80 22
II 35 2
III 11,5 2
Система питания была настроена вентилем
1В (см. рис. 1) при режиме I и при остальных
режимах не перенастраивалась.
После включения систему выводили на
установившийся режим, при котором
наблюдались автоколебания с постоянным периодом.
Температура после дросселя и температура
пара на выходе из испарителя
регистрировались ртутными термометрами IT и 2Т с ценой
деления 0,1°С. Давление кипения измерялось
образцовым манометром М со шкалой 0—
25 кгс/см2 A00 делений). Кроме того, с
помощью секундомера регистрировались
продолжительность цикла тц работы вентиля СВ,
а также рабочей и нерабочей частей цикла
тр и тн.
Во всех трех режимах наблюдалось
устойчивое питание испарителя, нормальный
перегрев пара перед компрессором и надежный
возврат масла. При переходе с режима на
режим система питания входила в
установившиеся колебания в течение 5—10 циклов.
Перегрев пара на выходе из испарителя
поддерживался практически постоянным независимо от
температуры кипения и тепловой нагрузки.
На рис. 3 показаны зависимости перегрева
от температуры кипения при различных
нагрузках. Верхняя кривая показывает средние
значения перегрева, вычисленные по
общепринятой методике как разность между темпера-
2 Зак. 35
турой отходящего пара и температурой
кипения по манометру. Нижняя кривая получена
по показаниям двух термометров.
В зависимости от нагрузки эти кривые
отличаются на 0,7—0,9°, что объясняется
гидравлическими потерями на пути от термометра
IT до манометра М. Однако эти расхождения
не имеют практического значения. Важно, что
во всем диапазоне нагрузок перегревы (по
верхней кривой) составляют 1,55 ±0,07°.
Есть все основания полагать, что на
работоспособности системы не сказывается
изменение давления конденсации в широких
пределах.
На рис. 4 показаны временные диаграммы
работы соленоидного вентиля в I и III
режимах. Если в I режиме тр = 95 сек, тн=50 сек,
тц^=145 сек, то в III режиме соответственно
3, 50 и 53 сек.
При открывании соленоидного вентиля
возрастание давления кипения соответствовало
повышению температуры не более чем на
1°С. Колебания давления конденсации были
в пределах 0,05 кгс/см2.
Проведенные дополнительно опыты
показали, что вентилем 1В можно настроить
систему так, что продолжительность цикла будет
не менее 2—3 мин.
Двухпозиционная система питания по
перегреву легко настраивается и без изменений
может применяться на кожухотрубных
испарителях любых размеров.
го t0,c
Рас. 3. Зависимость перегрева от
температуры кипения при различных нагрузках.
шпшшшж
лпшад.
0 20 40 ВО 80 100 120 ПО Т,сек
3CBh
Х-
—i 1 т-
0 20 40 60
120 ПО Zee*
Рис. 4. Временные диаграммы работы
соленоидного вентиля:
а — Q = 80 тыс. ккал/ч\ б — Q=illl,i5 тыс. ккал/ч.
9

В дальнейшем предстоят более широкие
испытания системы питания на других
холодильных агентах, а также ресурсные испытания на
надежность элементов схемы и в особенности
соленоидного вентиля. При положительных
результатах двухпозиционная система сможет
полностью заменить ТРВ для питания кожухо-
трубных испарителей.
Выводы
Предложенная и испытанная
двухпозиционная система питания фреонового кожухотруб-
ного испарителя по перегреву с помощью реле
разности температур, двух термометров
сопротивления и соленоидного вентиля
обеспечивает устойчивую работу в широком диапазоне
тепловых нагрузок и температур кипения.
Основные достоинства системы:
— перегрев пара при выходе из испарителя
практически не зависит от температуры
кипения и тепловой нагрузки;
— нормальный возврат масла
обеспечивается в широком диапазоне рабочих режимов при
сухом ходе компрессора; не требуется
устройства дренажной линии из испарителя;
— настройка и эксплуатация системы
просты;
— системы для машин различной
производительности, работающих на разных агентах,
отличаются только соленоидными вентилями, тип
и размер которых должен выбираться в
соответствии с холодопроизводительностью.
ЛИТЕРАТУРА
1. Мельцер Л. 3. Смазка фреоновых
холодильных машин. Госторгиздат, 1960.
2. Oil in refrigerating plants. Danfoss Journal.
1965, № 4; 1966, № 1 и 2.
3. Исследование терморегулирующих вентилей.
Отчет ВНИИхолодмаша, 1967.
4. Разработка комбинированного реле. Отчет ВНИХИ
№ 2148, 11963.
5. Ужанский В. С. Автоматизация холодильных
установок распределительных и производственных
холодильников. Изд-во «Пищевая промышленность», Ш66.
АВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ ХОЛОДОПРОНЗВОДИТЕЛЬНОСТИ
— ФРЕОНОВЫХ КОМПРЕССОРОВ
В. С. ЩЕРБАКОВ
ВНИИхолодмаш
621.57.041—52
При комплексной автоматизации
холодильных установок одна из основных задач —
выбор наиболее эффективного способа
регулирования производительности холодильных
агрегатов.
Поскольку основной диапазон холодопроиз-
водительности обеспечивается поршневыми
компрессорами, решение этого вопроса в
первую очередь определяется системой
регулирования производительности данных
компрессоров.
Известны следующие способы регулирова-.
ния производительности поршневых
компрессоров:
— байпасирование путем перепуска газа с
линии нагнетания на линию всасывания
компрессора;
—¦ дросселирование газа на линии
всасывания компрессора;
— ступенчатое переключение скорости
вращения компрессора посредством применения
многоскоростных электродвигателей;
— перепуск газа из цилиндра в цилиндр, из
цилиндра в полость всасывания, подключение
дополнительного мертвого пространства и т. д.;
— плавное регулирование числа оборотов
компрессора с помощью регулируемых муфт
сцепления или управляемого электропривода.
Наиболее высокими
технико-экономическими показателями характеризуются последние
три способа регулирования.
За рубежом широкое распространение
получил способ ступенчатого регулирования
производительности поршневых компрессоров пу-

тем поочередного отключения цилиндров. При
этом цилиндры отключаются либо отжимом
всасывающих клапанов, либо с помощью
специального устройства, открывающего перепуск
газа из цилиндра в полость всасывания или в
смежный цилиндр.
Перспективен также способ плавного
регулирования оборотов компрессора путем
применения управляемого электропривода, несмотря
на некоторую его сложность и относительно
высокую стоимость.
Однако там, где это представляется
возможным, производительность поршневых
компрессоров следует регулировать наиболее про-.
стым способом: перепуском газа из цилиндра
в полость всасывания с помощью специальных
устройств. При этом имеется в виду
максимальное снижение потерь на дросселирование
при перепуске газа, например через клапан, и
повышение скорости управления клапаном до
предела, обеспечивающего плавное
регулирование.
За рубежом ведущие фирмы в области
холодильного машиностроения решают проблему
регулирования производительности, как
правило, путем гидравлического (масляного)
отжима всасывающих клапанов. Существенный
недостаток такого способа — большая
инерционность гидравлического привода, не
позволяющая плавно регулировать
производительность. При этом регулирование
осуществляется ступенями.
Проведенные во ВНИИхолодмаше
разработка и исследование электромагнитного привода
подтвердили возможность плавного
регулирования производительности поршневого
компрессора в диапазоне от 100 до 5%
номинальной производительности как в режиме
импульсного управления (авторское
свидетельство № 164915), так и в режиме отсечки
клапанов на части хода (авторское свидетельство
№ 182839).
Большая работа проведена Ленинградским
филиалом НИИхиммаша под руководством
канд. техн. наук А. Д. Крючкова в области
применения электромагнитных клапанов для
воздушных компрессоров (см. «Автоматизация
поршневых компрессоров». Машгиз, 1963).
Разработанный во ВНИИхолодмаше
(авторское свидетельство № 159927, см. Бюллетень
изобретений, 1964, № 2) электромагнитный
клапан (рис. 1) не требует изменения
конструкции компрессора и может быть
установлен взамен обычного клапана.
Проходные каналы 1 в седле 2
перекрываются кольцевой пластиной 3, которая
прижимается к седлу пружинами 4, упирающимися в
латунное диамагнитное кольцо-упор 5.
Рис. 1. Устройство электромагнитного клапана.
Под действием магнитного поля, которое
образуется при включении катушки 6,
встроенной в корпус клапана 7, пластина
притягивается к корпусу, открывая проходной канал. На
катушку намотан специальный провод. Один
конец катушки припаян к корпусу, другой
выведен через герметичную втулку и припаян к
клемме.
При отработке конструкции
электромагнитного клапана исследовали возможность
повышения его эффективности за счет снижения
числа ампер-витков катушки при увеличенном
ходе пластины путем применения магнитного
(зубцового) эффекта. Были проведены опыты
с полюсными наконечниками разных
профилей (см., например, рис. 2).
Исследованы также тепловые режимы
работы клапана со специальными проводами
различных видов применительно к наиболее
характерным условиям автоматического
управления.
Анализ данных показывает, что применение
наконечников с зубцовым профилем в
начальном и среднем диапазоне значений
намагничивающих сил в несколько раз увеличивает
тяговое усилие по сравнению с применением
наконечников с гладким профилем.
Таким образом, для создания одного и
того же тягового усилия у клапана с зубцовым
'профилем наконечника число ампер-витков
может быть уменьшено, а следовательно,
к

Рис. 2. Профили полюсных
наконечников:
J — поперечные зубцы; 2 —
продольные зубцы.
уменьшены размеры катушки и
электромагнитного клапана.
В расчетном режиме как с точки зрения
технологии изготовления, так и тяговых усилий
наиболее целесообразно применять профиль
с кольцевыми зубцами, выполненными
непосредственно на корпусе клапана.
В результате испытаний клапана оказалось,
что более удобна конструкция,
предусматривающая крепление катушки не запрессовкой
латунной гильзой с полюсными
наконечниками, а с помощью диамагнитного кольца на
резьбе и последующей герметизацией
специальным лаком.
В этом случае значительно облегчается
смена катушек, которые поставляются в
комплекте запасных частей компрессора.
Изучается вопрос применения катушек из
провода со сплошной стеклянной изоляцией,
рассчитанной на температуру перегрева до
600°С. Для этих условий представляется
возможным также значительно уменьшить
размеры клапана.
При испытаниях клапанов наблюдалось
прилипание пластины к наконечнику вследствие
остаточного магнетизма. Поэтому для
повышения надежности работы клапана в схему
управления было введено устройство для его
размагничивания.
12
Помимо статических испытаний клапана на
развиваемое тяговое усилие, были
исследованы динамические свойства данной
конструкции, чтобы определить возможность плавного
регулирования производительности
компрессора либо отсечкой клапана в зависимости от
хода поршня, либо применением системы
импульсного регулирования.
Исследованиями опытных образцов
электромагнитных клапанов установлено, что
движущаяся^ пластина клапана генерирует в
отключенной катушке переменную э.д.с. за счет
остаточного магнетизма.
Осциллографирование э.д.с. показало, что
время срабатывания клапана находится в
пределах 0,8—1,5 мсек.
В процессе испытаний выяснилось также,
что ток срабатывания клапана при разгрузке
цилиндров на работающем компрессоре
составляет примерно 0,5—0,8 тока
срабатывания в статическом режиме. Этот эффект,
очевидно, объясняется газодинамическими
силами, которые в период всасывания действуют в
одном направлении с силами магнитного поля.
Температуру нагрева катушек
электромагнитных клапанов в установившемся рабочем
режиме измеряли методом сопротивлений.
Температура катушек превышала температуру
нагнетания не более чем на 10—15°С.
Чтобы повысить эффективность клапана за
счет снижения потерь на депрессию газа при
разгрузке цилиндра, были проведены
исследования зависимости этих потерь от высоты
подъема клапана при включенной 'катушке.
Увеличение подъема клапана позволило
значительно уменьшить потери на депрессию.
Применение электромагнитных клапанов
для регулирования производительности
поршневых компрессоров целесообразнее прежде
всего в компрессорах, работающих в условиях
переменной нагрузки в объектах с небольшой
тепловой емкостью. К ним относятся в
основном кондиционеры. Осуществление
автоматического регулирования производительности
компрессоров в широком диапазоне позволит
в ряде случаев отказаться от промежуточного
теплоносителя (аккумулятора холода) и
обеспечить при этом поддержание заданных
температур.
В связи с этим во ВНИИхолодмаше были
разработаны и исследованы клапаны с
электромагнитным приводом для непрямоточных
фреоновых компрессоров типа ФУУ-80 и
ФУ-40 с диаметром цилиндра 101,7 мм и ходом
поршня 70 мм, получивших наибольшее
применение в установках кондиционирования
воздуха.
Для компрессоров обоих типов электромаг-

нитные клапаны унифицированы и
взаимозаменяемы (рис. 3, а, б).
Электромагнитные клапаны подключают
к схеме управления через штеккерный
разъем, который в свою очередь соединяется
герметичными вводами с катушками
клапанов.
В 1966 г. на Читинском
машиностроительном заводе был испытан опытный образец
компрессора ФУУ-80 с электромагнитными
клапанами.
В 1967 г. проведены доводочные
испытания головного образца ФУУ-80 РЭ с
регулированием производительности
электромагнитными клапанами в комплекте с
унифицированным пультом и щитом управления,
разработанным ВНИИэлектроприводом.
Испытания показали, что увеличение
подъема пластины электромагнитного клапана
несколько повышает удельную холодопроизводи-
тельность Ке регулируемой машины по
сравнению с машинами обычного исполнения.
Дальнейшим планом
научно-исследовательских работ ВНИИхолодмаша
предусматривается исследование возможности применения
электромагнитных клапанов для поршневых
холодильных компрессоров других типов.
Регулирование производительности
компрессоров электромагнитными клапанами не
требует значительных капитальных затрат и
позволяет полностью автоматизировать холодиль-
Рис. 3. Электромагнитный клапан со стороны цилиндра
(а) и со стороны полости нагнетания (б).
ные установки. Такая автоматизация,
особенно при переходе на систему непосредственного
кипения, весьма эффективна, поскольку при
этом снижаются общие капиталовложения и
уменьшаются эксплуатационные расходы в
результате экономии электроэнергии, воды и
сокращения обслуживающего персонала.
С 1968 г. намечается серийный выпуск
компрессоров ФУУ-80 РЭ и ФУ-40 РЭ в
комплекте с унифицированными пультами
автоматического управления и регулирования. Эти
компрессоры будут изготовляться
соответственно по ВТУ ХК-341—66 и ВТУ ХК-342—66
на Читинском машиностроительном заводе.
ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ РАБОТЫ АСТАТИЧЕСКИХ РЕГУЛЯТОРОВ
ТЕМПЕРАТУРЫ
П. Л. ЛАЗАРЕВ
536.58
Астатические шаговые регуляторы
температуры типа РТК-3 и РТК-Д широко
используются в судовых системах кондиционирования
воздуха.
Применение этих регуляторов повысило
качество регулирования температуры, однако
опыт наладки и эксплуатации показал, что их
устойчивая работа во многом зависит от
правильного выбора рабочих параметров.
Как известно, поддержание температуры
воздуха в заданных пределах с помощью
регуляторов типа РТК-3 и РТК-Д достигается
путем шагового изменения проходного сечения
клапанов подачи пара в воздухонагреватели
при прямолинейной зависимости расхода пара
от хода клапана. Шаговые изменения
обусловлены наличием в регуляторах импульсного
прерывателя, периодически подключающего
датчик температуры в схему управления кла-
панами подачи пара. Длительность импульса
управления может регулироваться в пределах
2—10 сек, длительность перерыва и время
перестановки клапана из одного крайнего
положения в другое должны оговариваться при
заказе и не регулируются.
Рассмотрим условия работы регулятора
температуры первой ступени обработки
воздуха в двухканальной системе
кондиционирования (см. рисунок).
13

Жл-Jr lA-vh-i-
V Конденсат
Конденсат
Элементная схема автоматического
регулирования температуры двухступенчатого судового
кондиционера:
1 — фильтр; 2 — вентилятор; 3 — паровые
нагреватели; 4 — воздухоохладители; 5 — элимина-
торы; 6 — паровые регулирующие клапаны.
Предположим, что температура воздуха за
первой ступенью обработки должна
поддерживаться на уровне t\ с погрешностью не более
±9ь которая определяется
нечувствительностью регулятора Д^ и суммарной
погрешностью срабатывания контактов выходного
реле регулятора ±Д^.
Любое отклонение регулируемой
температуры, фиксируемое датчиком температуры ДТ\,
от заданного значения больше чем на ±9i =
=Д^1 + 0,5 At'u должно быть ликвидировано за
один шаг регулятора.
Чтобы изменить температуру воздуха за
первой ступенью обработки на величину ±9ь
расход пара на нагреватель должен быть
изменен на
ДО
4-
GBcp 6j
П J- .
A)
где GB — расход воздуха, кг/ч;
ср — теплоемкость воздуха, ккал/(кгХ
Хград);
1\ и k — теплосодержание пара на входе и
выходе из воздухонагревателя.
В общем случае регулирующий клапан
может использоваться не на полную
производительность, тогда расход пара для конкретной
установки кондиционирования воздуха будет
равен
о1=
GQcp (t{ — tH)
= Ъ GK
B)
где /н
температура наружного воздуха, °С; '
коэффициент использования
клапана;
СКл — пропускная способность клапана.
Учитывая, что скорость движения клапана
постоянна и расход пара пропорционален ве-
14
личине открытия клапана, находим, что
необходимое изменение расхода пара ±AGn будет
достигнуто при изменении открытия клапана
на величину
т=± ткл —l— Y]
*1 — * н
за время
Ъ =
U lkji»
C).
D)
11 — Гн
где ткл — полный ход клапана;
Ткл — время перестановки клапана из
одного крайнего положения в
другое.
Выражение D) показывает взаимосвязь
между продолжительностью импульса
управления тр, временем перестановки клапана ткл
и пределом допустимого отклонения
температуры 9ь т. е. выражает одно из условий
устойчивой работы регулятора. Так, например,
продолжительность импульса управления
регулятора типа РТК-3 при времени перестановки
клапана тКл=,30 сек, коэффициенте его
использования г] = 0,8 и пределе регулирования
9i = ±0,97°C равно
0,8 • 0,97
20 + 25
30 ~ 0,5 сек,
где ^i = 20°C
заданное значение
температуры за первой ступенью
обработки воздуха;
tR = —25°С — расчетная температура
наружного воздуха.
Как известно, минимальная
продолжительность импульса управления регулятора типа
РТК-3 равна тр = 2 сек, следовательно, в
рассмотренных условиях прибор не сможет
обеспечить устойчивого регулирования
температуры. В описанном случае должен быть принят
клапан со временем регулирования ткл =
= 120 сек, так как
о 20 + 25 11с
ткл = 2 ! ~ 116 сек.
0,8-0,97
Однако выполнение условия D)
необходимо, но недостаточно для обеспечения
устойчивой работы регулятора. Не меньшее
значение для устойчивой работы регулятора
имеет правильный выбор перерыва в работе
регулятора — времени цикла импульсного
прерывателя. С одной стороны, время цикла
желательно иметь возможно большим, с тем
чтобы достичь установившейся температуры
за кондиционером ко времени последующего
включения регулятора, а с другой стороны,
это время не может быть слишком большим,
с тем чтобы температура длительное время
не оставалась без контроля.

Поскольку поверхность воздухонагревателя
обычно выбирается с учетом обеспечения
крайних расчетных условий, количество тепла,
передаваемого в воздухонагревателе на
промежуточных режимах работы, определяется
расходом пара, т. е.
Qui!i-l*) = Gfp(tx-Q. E)
Следовательно, при постоянном расходе
пара Gn и воздуха GB величина нагрева U—tu
остается постоянной. Иначе говоря, при
постоянном расходе пара и воздуха температура
последнего после первой ступени обработки
изменяется в соответствии с температурой
наружного воздуха.
Многочисленные наблюдения, проведенные
различными авторами, показывают, что
скорость колебания температуры наружного
воздуха обычно не превышает 4—5°С в час,
следовательно, при регулировании температуры с
погрешностью не более 9— ±1°С время цикла
не следует принимать больше 10—15 мин.
Предположим, что в результате
постепенного изменения температуры наружного воздуха
температура воздуха после первой ступени
обработки изменилась на величину ±.0i, клапан
получил команду и соответственно изменил
расход пара. Примем также, что в
дальнейшем температура наружного воздуха остается
постоянной. В результате изменения притока
тепла меняется температура вентиляционного
•воздуха и температура конструкций
кондиционера, а также потери тепла кондиционером.
Математически это может быть выражено с
помощью уравнения баланса
qd* = aEFQd* + GBcp bd* — wdO, F)
где q — тепло, подводимое к
воздухонагревателю за счет дополнительной подачи
пара AGn в единицу времени;
ан — коэффициент теплоотдачи;
F — поверхность кондиционера;
w — аккумулирующая способность
кондиционера.
Первый член правой части равенства
выражает дополнительные потери тепла
кондиционером в окружающую среду за время dx в
результате изменения температуры воздуха на
величину 9;
второй член определяет тепло,
израсходованное на нагрев воздуха за это же время;
третий член — тепло, аккумулированное в
кондиционере в результате повышения
температуры воздуха на величину d0 за время dx.
После разделения переменных и упрощения
выражение F) приводится к
дифференциальному уравнению
<Ь = т0-^, G)
°8у— 8 w
решение которого дает следующую
зависимость изменения температуры
= 0yU
>).
(8)
где 9V —
to
предельное изменение температуры
9, соответствующее изменению теп-
лопригака q\\
постоянная времени прогревания
кондиционера;
ft
ан F + Овс9
anF+GfiCp
(9)
A0)
Очевидно, что в рассматриваемом нами
случае необходимо, чтобы регулируемая
температура успела прийти за время цикла в
зону нечувствительности регулятора.
Тогда время цикла т определится из условия
0V — 0,5 Д^н
1-е
(И)
Для регулятора типа РТК-3 при
нечувствительности At'H =0,35°C и суммарной
погрешности срабатывания контактов реле A^i = 0,8, т. е.
при 9y-9i = ±0,97°C, время т=1,73т0.
Для кондиционеров, набранных из
нормализованных секций охладителей воздуха типа
ОВП и нагревателей типа НВП, постоянная
времени прогревания, подсчитанная по
формуле A0), почти одинакова для всех
типоразмеров поверхностей и составляет примерно
1,5—2 мин.
Таким образом, минимальное время цикла
(перерыва в работе регулятора) с учетом
инерционности датчика равно 3—4лшя[т=1,73
A,5-7-2) + 0,5-3—4 мин].
Принцип работы дифференциального
регулятора температуры типа РТК-Д второй
ступени обработки воздуха аналогичен, поэтому и
условия устойчивой работы этого регулятора
могут быть определены по приведенным
зависимостям.
т

ВОПРОСЫ ПОВЫШЕНИЯ НАДЕЖНОСТИ ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИХ БАТАРЕИ
В. А. ЕФИМОВ, Б. С. ЛУПАНОВ, И. И. МАНДЗИК
СКВ полупроводниковых приборов
621.565.83—19
В СКВ полупроводниковых приборов
испытаны термоэлектрические батареи для
определения количественных показателей
надежности их работы. Работа батарей проверялась
при различных климатических условиях
(изменении температуры в диапазоне от —50 до
-Ь65°С, влажности от 65 до 100%, давления от
300 до 760 мм рт. ст.), при разных
механических нагрузках (вибрации в диапазоне 20—
1000 гц, ударах, центробежных ускорениях) и
при электрическом воздействии.
Кроме того, СКВ полупроводниковых
приборов накоплен большой статистический
материал по эксплуатации выпущенных приборов.
Большинству типов батарей присущи
следующие виды отказов.
Отказ теплопереходов из-за пробоя
изоляционного слоя эпоксидного компаунда и
утечки тока на корпус. Объясняется либо
недостаточной чистотой кварцевого наполнителя
компаунда, либо, что бывает чаще,
попаданием влаги, набуханием компаунда и снижением
его электроизоляционных свойств, либо
окислением коммутационных пластин.
Отказ батарей без
теплопереходов, связанный с ухудшением сопротивления
изоляции между элементами батареи. Это
может происходить при работе во влажном
воздухе (набухание эпоксидного компаунда) и
при работе в загрязненном воздухе (отложение
солей и других токопроводящих веществ,
взвешенных в воздухе, что приводит к местному
замыканию радиатора с корпусом).
Отказ полупроводникового
термоэлемента из-за плохого качества
коммутации, что приводит к разрыву
электрической цепи, либо из-за механического
разрушения вследствие различных температурных
коэффициентов расширения элементов
термобатареи, механически связанных между собой.
Уменьшению интенсивности отказов и
повышению надежности способствуют следующие
мероприятия:
— соблюдение чистоты, размеров зерен
кварца, подмешиваемого к компаунду при
изготовлении клееных теплопереходов, что
исключает возможность попадания
металлических и иных токопроводящих включений в
изоляционный слой;
— использование гофрированных
теплопереходов, обеспечивающих меньшие паразитные
перепады температур при одинаковых
тепловых потоках и большую надежность изоляции;
— вакуумирование эпоксидного компаунда,
уменьшающее его гигроскопичность.
Однако и при соблюдении этих условий
последовательное соединение термоэлементов и
батарей может резко снизить количественные
показатели надежности (в частности,
интенсивности отказов) установки в целом,
несмотря на то что каждая батарея и
термоэлемент достаточно надежны. Параллельное
соединение батареи повышает надежность
установки, но при этом необходимо иметь по
меньшей мере 10—12 параллельных ветвей. Только
тогда отказ одной батареи снизит общую холо-
допроизводительность не более чем на
имеющуюся обычно величину запаса 7—10%. При
неизменной холодопроизводительности
установки суммарный ток пропорционален числу
включенных параллельно батарей. Это
приводит к необходимости применения дорогих и
громоздких выпрямителей и делает данный
способ увеличения надежности
нежелательным.
Наибольшее повышение надежности батареи
дает параллельно-последовательное
соединение термоэлементов (рис. 1). Правда, при
таком соединении несколько усложняется
технология сборки и увеличиваются габариты
батареи по сравнению с габаритами батареи той
же холодопроизводительности, но с
последовательным соединением термоэлементов.
Ниже дается вывод количественных
соотношений показателя надежности батарей с
последовательным и
параллельно-последовательным соединениями термоэлементов. При
выводе приняты следующие допущения и
определения:
— полупроводниковое звено — два
полупроводниковых термоэлемента, соединенных
параллельно;
— элементы расчета надежности —
полупроводниковый термоэлемент;
— все элементы системы равнонадежны;
— отказом батарей считается либо
одновременный отказ двух термоэлементов в одном
полупроводниковом звене, либо отказ более г
термоэлементов, вызвавший недопустимое
(> 10%) падение холодопроизводительности
батареи;
t6

i
Рис.
KZHZDtZH- 4ZDCZF
. Схема параллельно-последовательной
коммутации термобатареи.
— распределение по времени плотности
вероятности отказов из-за одновременного
отказа обоих термоэлементов ветвей одного из
звеньев — экспоненциальное.
Пусть интенсивность отказов
термоэлементов Х = const и батарея состоит из 2К
термоэлементов, скоммутированных по два в К
полупроводниковых звеньев. Вероятность
безотказной работы каждого термоэлемента в
интервале времени t равна
P1(t) = e~xt,
а вероятность его отказа
Вероятность одновременного отказа двух
термоэлементов в одном полупроводниковом
звене и, следовательно, вероятность отказа
этого звена, равна
<21«) = [1-РЛ*)Г.
Тогда вероятность его безотказной работы
/>;(*)=1-it-л юг,
а вероятность безотказной работы всей
батареи в целом
О 50 100 150 200 250
ш • to3
^тбЮ = {1-[1-ЛЮИ
A)
Выражение A) получено без учета
возможности выхода из строя г термоэлементов в г
звеньях. Вероятность безотказной работы по
этому признаку численно равна вероятности
появления не более г отказов термоэлементов.
Эта величина достаточно хорошо
аппроксимируется распределением Пуассона и равна
Ртъ(*) =
Bk\ tI -urn
B)
;=о
где 2Ш
среднее число отказов за
рассматриваемый интервал времени.
Поскольку отказы батарей по причине
одновременного выхода из строя двух
термоэлементов в одном звене и вследствие выхода из
строя более г элементов — явления
независимые и несовместные, общая вероятность
безотказной работы батареи равна произведению
этих вероятностей [1, 2], т. е.
B^Х ty
X
~2Ш
/=0
i\
PiXWx
C)
300 350
Время, ч
Рис. 2. Вероятность безотказной работы батарей:
/ — с последовательной коммутацией по формуле A);
2 — с параллельно-последовательной коммутацией по
формуле C).
На рис. 2 даны кривые вероятности
безотказной работы двух термобатарей,
рассчитанные по формулам A) и C).
Кривая / относится к батарее из 63
термоэлементов, скоммутированных
последовательно, холодопроизводительностью 100 ккал/ч при
разности температур между холодным и
горячим спаями 25—30°С и рабочем токе 50 а.
Кривая 2 относится к батарее из 126
термоэлементов, скоммутированных
параллельно-последовательно и образующих 63 звена. Сечение
ветвей термоэлементов во второй батарее вдвое
меньше, чем в первой, поэтому энергетические
характеристики обеих батарей одинаковы. При
расчетах батарей принято ^ = 0,0238-10~5 ч~1 и
г=9.
Кривые на рис. 2 наглядно показывают
многократное увеличение надежности батареи при
последовательно-параллельной коммутации.
Так, например, вероятность безотказной
работы второй батареи для /=100000 ч
РТБ @ = 0,963.
Для обеспечения такой вероятности
безотказной работы батарея с последовательной
коммутацией термоэлементов должна была бы
иметь среднюю интенсивность отказов 7[ =
= 0,0376 • 10~5 ч~К На самом же деле она имеет
^1 = 1,5- Ю-5 ч~\ т. е. примерно в 40 раз
большую.
Аналогично рассуждая, получим, что для
времени / = 50000 ч соотношение — > 2000.
Все приведенные рассуждения справедливы
для интервала времени не более 250000 ч. По
истечении этого времени могут появиться
отказан.
17

Теплопередающая и тепловос-
принимающая среды
Воздух—воздух
Масса охлаждаемого
объекта — твердое тело . .
Масса охлаждаемого
объекта — воздух
Масса охлаждаемого объ-
| екта — воздух (двухкас-
кадная батарея) ....
Воздух—воздух (батарея с

параллельно-последовательным соединением
термоэлементов) ....
Характеристики
тепловоспринимаю-
щей среды и
окружающего воздуха

температура, °С
50:50
0н-50
—10^50
—40н-50
O-f-50

относительная
влажность,
%
654-95
65 + 15
65±15
65^95
65—95
термоэлемента,
мм
3,8x8x13
5x5x10
10,0x21,8x6
6x7,2x10
3,8x6x10
Число термоэлемен- 1
тов в батарее 1
63
18
24
18
144
Рабочий
ток, а
45—50
8
10
34
45—50

Наработка батарей,
ч
153000
46000
28750
20000
142200
Число
отказов
Нет
Нет
Нет
6
Нет
X при
доверительной
вероятности 0,9,
1/ч • 105
1,5
5
8 1
30
См. рис. 2
зы, обусловленные старением
полупроводникового вещества, что существенно снизит
параметры надежности.
В 1963 г. в СКВ полупроводниковых
приборов изготовлены и сданы в эксплуатацию 20
батарей с параллельно-последовательной
коммутацией термоэлементов. Все батареи
предварительно прошли большой комплекс
испытаний на воздействие климатических и
механических факторов. В настоящее время
наработка каждой батареи составляет около 7000 ч,
при этом не было ни одного отказа.
Статистические данные интенсивности
отказов различных типов батарей, разработанных
СКВ полупроводниковых приборов, даны в
таблице.
ЛИТЕРАТУРА
1. Полов к о А. М. Основы теории надежности.
Изд-во «Наука», 1964.
2. Базовский Н. Надежность, теория и
практика. Изд-во «Мир», 1965.
К ВОПРОСУ ЭКОНОМИЧНОСТИ РАБОТЫ ХОЛОДИЛЬНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
РЕФРИЖЕРАТОРНЫХ ВАГОНОВ
Н. В. ДЕМЬЯНКОВ, Н. Е. ЛЫСЕНКО, В. Н. ПАНФЕРОВ
Московский институт инженеров железнодорожного транспорта
С каждым годом растут перевозки
скоропортящихся грузов в рефрижераторных вагонах.
Однако до сих пор не определены достаточно
точные показатели, характеризующие
экономичность работы холодильного оборудования
этих вагонов.
В настоящее время расход основных экс-
621.572.002.5:629.1—444
плуатационных материалов (дизельного
топлива и смазки) нормируется на час работы
дизеля, что не может считаться правильным, так
как расход топлива за час работы зависит от
степени загрузки дизель-генератора,
определяемой тепловой нагрузкой холодильного
оборудования, на которую в свою очередь влияют
18

вид груза и температура наружного воздуха.
Поэтому нормы расхода топлива необходимо
определять в зависимости от этих факторов.
Доктор техн. наук М. Г. Маханько
предложил нормировать расход топлива на вагоно-
час хранения скоропортящегося груза с
учетом температурного напора. Однако
изложенная им методика расчета этого показателя
не учитывает соотношения между
температурой кипения холодильного агента и
температурой в вагоне, неточно определяет
количество тепла, выделяемого грузом во время
перевозки, что, несомненно, сказалось на
окончательных выводах.
Ниже предлагается методика нормирования
расхода топлива в рефрижераторных вагонах
и продолжительности работы их холодильного
оборудования.
Расход энергии на работу
холодильной установки. Энергия,
потребляемая холодильной установкой единицы
подвижного состава, может быть определена по
расходу холода С?хол и действительному
холодильному коэффициенту ео, отнесенному к
общему расходу электроэнергии Wn при
перевозке термически обработанных грузов, из
равенства
\у/ Охол
860 ?0
A)
Расход холода единицей подвижного
состава можно рассчитать по формуле
Qxw = 51Ea-Ai/i/7«*pAte1, B)
где 1\ — коэффициент, учитывающий
влияние солнечной радиации
(по данным работы [1] равен
1,04—1,05);
12 — коэффициент, учитывающий
прочие теплопритоки (через
неплотности кузова вагона, от
вентиляторов и др.)» по
рекомендации [2] может быть
принят равным 1,10—1,15;
А\ — коэффициент, учитывающий
тепло, выделяемое
охлажденным грузом;
п — число вагонов в единице
подвижного состава;
FK — расчетная наружная теплопере-
дающая поверхность кузова
вагона, ж2;
&р — расчетный коэффициент
теплопередачи кузова вагона, ккал/
(м2 • ч • град);
At=TH—Тв — разность температур
наружного воздуха и внутри грузового
помещения вагона;
Z\ — продолжительность перевозки
груза, включая подготовку
вагонов перед погрузкой.
Действительный холодильный коэффициент
определяется из равенства
То
?0 -Л 2 *

Титле А2
коэффициент, учитывающий
отклонение холодильного коэффициента
действительной установки от
идеальной, работающей по циклу
Карно;
Г0 — температура кипения холодильного
агента, °К;
Гн — температура наружного воздуха, °К.
Обозначив температуру в грузовом
помещении Тв и заменив Т0 на (Тв—а), получим
1 Тв~~а C)
М + а
где а
разность между температурами
воздуха в вагоне и кипения
холодильного агента. Для непосредственного
охлаждения она может быть
принята равной П°С и для рассольного
16°С.
Сравнением значений QX0Jl из равенств A)
и B) с учетом уравнения C) получим
b&A1nFKbtz1= Wn • 86ОЛ0 Тв~~а .
Д t-\-a
Отсюда
где
п A tzx
М-\-а
kpFK
860
= const.
Следовательно, величина измерителя
удельного расхода энергии
С^уд
Wn
п A tzx
М-
Тъ — а
D)
Как видно из формулы D), удельный
расход энергии на поддержание требуемой
температуры в одном вагоне в течение часа при
разности температур в один градус обратно
пропорционален температуре перевозки груза в
вагоне.
Зная величину 5УД для перевозки различных
видов грузов в рефрижераторном подвижном
составе того или иного типа, расход энергии
на их транспортировку можно определить из
уравнения
з*
19

где 2Х — продолжительность груженого
рейса, ч.
При перевозке неохлажденных грузов
необходимо учитывать дополнительный расход
холода Qoxn на их охлаждение до температуры
перевозки и компенсацию биологического
тепла:
Уохл —
J fit)dt
'х
ft, - *ж) • 24
Сг22 + 0ГСГД/0ХЛ? +
+ OrB:1 — z2)<7x,
J/(О Л
где
— количество тепла, выделяемо-
(tn-tx)-24
го 1 т груза в период его
термической обработки, ккал/
{Т'Ч)\
Gr — вес груза, кг;
г2 — продолжительность
груженого рейса, я;
сГ — теплоемкость груза, ккал/
(кг•град);
Д^охл = ^п—tx — разность температур груза
до и после термической
обработки в вагоне, °С;
р — коэффициент, учитывающий
расход холода на охлаждение
тары и кузова вагона;
qx — количество тепла,
выделяемого термически обработанным
грузом, ккал/(т*ч).
Расход энергии на производство
дополнительного количества холода равен
\у/ Уохл
860 е0
При этом общий расход энергии на
термическую обработку и перевозку груза составит
Для получения аналитических зависимостей
величины удельного расхода энергии Этл на
вагоно-час хранения груза при
температурном напоре ГС от температурного напора At и
температуры в вагоне Тв использованы
данные научных исследований, проведенных в
МИИТе доктором техн. наук М. Г. Маханько.
Они обработаны на электронной
вычислительной машине «Наири» по составленной нами
программе, что позволило получить
аналитическое выражение вида
At 4- а
'уд-
¦кет • ч/ (ваг • ч • град)
для каждого типа подвижного состава и вида
перевозимого груза. Здесь а0 к а{ —
коэффициенты, значения которых приведены в табл. 1.
Вид груза
Овощи и
фрукты . .
Мясо и
рыба
мороженые . .
20-вагонный
поезд*
а0 \ ах
2,369
0,793
* Имеется в виду
таве поезда (секции)
0,125
0,537
число
Т
10-вагонная
секция*
«о J о,\
1,763
1,956
1,156
0,409
а б л и ц а 1
5-вагонная
секция*
flo 1 fli |
2,771
1,702
грузовых вагонов i
2,215
1,072
\ сое- 1
Удельный расход энергии на вагоно-час
хранения груза при определенном температурном
напоре прямо пропорционален квадрату тем-'
пературного напора и обратно пропорционален
температуре в грузовом помещении вагона
ВУЛ=ЭУ^ t=a0+ а1А'<А'+^- кет. ч/(еаг . ч).
На рис. 1 показана зависимость удельной
мощности силового оборудования от
температурного напора при перевозке. Как видно из
графиков, удельная мощность, приходящаяся
1
1
[ 1.^4
: /
I'll/
/у
/
Г
h
i
/i
/
ц
! ! i
1 ! i
во о го w м; с
•• a g
Рис. 1. Зависимость удельной мощности силового
оборудования от температурного напора при
перевозке-
а — мороженых грузов при —Ю°С; б —
неохлажденных грузов при 4°С; / — 20-вагонный
поезд; 2 — 10-вагонная секция; 3 — 5-вагонная
секция.
20

на вагоно-час перевозки скоропортящихся
грузов, наибольшая у 5-вагонной секции,
наименьшая — у 20-вагонного поезда. Это
объясняется наличием в 5-вагонной секции более
мощного энергосилового и холодильного
оборудования. При одинаковом температурном
напоре расход энергии при перевозке
неохлажденных грузов примерно в 2 раза больше,
чем при перевозке мороженых. Последнее
обстоятельство еще раз указывает на
необходимость иметь в местах отгрузки плодов и
овощей сооружения для предварительного
охлаждения этих грузов.
Зная величину Буд, можно определить
полный расход энергии W0 на перевозку
конкретного груза в рефрижераторном подвижном
составе определенного типа по формуле
Wn
BYAZr
Vh ¦
а затем и расход топлива по расходу энергии
в соответствии с методикой, приведенной в
работе :[2].
Влияние температурных
условий на продолжительность
работы холодильной установки.
Продолжительность работы холодильного
оборудования z при перевозке мороженых грузов можег
быть определена из теплового баланса
ЪЛгАхЬрРк
где X — объемный коэффициент подачи
компрессора;
- объемная холодопроизводительность
холодильного агента, ккал/мг\
объем, описываемый поршнями
компрессора, м3/ч.
Если в этой формуле постоянные величины
обозначить через Ь, то
г = b— гг.
Значения величины Ь вычислены для
каждого типа подвижного состава и составляют для
20- и 18-вагонных поездов 3,89 и 4,46, 10-ва-
гонной секции — 4,30, 5-вагонной секции —
1,04, 4-вагонной секции — 0,71 и автономного
вагона ГДР — 1,45. Температура конденсации
принималась равной tK~tH+\3°C.
Значения z определяли для конкретного
температурного напора, значения z\ брали
в пределах величин, полученных из отчетных
данных рефрижераторных депо.
Графики на рис. 2 позволяют определить для
средневзвешенного значения At величину z.
При z=Zi достигается предельная нагрузка на
холодильные установки.
Как видно из рис. 2, продолжительность
работы холодильных установок всегда меньше
продолжительности перевозки. Это значит, что
при расчетных температурах наружного
воздуха холодопроизводительность оборудования
при перевозке мороженого груза достаточна,
а ограничения существуют только по
давлению холодильного агента в конденсаторе: для
фреоновых холодильных машин 13 ати, что
соответствует температуре наружного воздуха
выше 37°С, для аммиачных одноступенчатых
16 ати при 30°С.
Совмещенный график на рис. 3 позволяет
сравнить возможности холодильного
оборудования различного рефрижераторного
подвижного состава. Самая большая нагрузка у
холодильных машин 20-вагонного поезда,
наименьшая — у 5-вагонной секции. Например,
при перевозке мороженого груза при
температуре наружного воздуха 20°С, т. е. А/=
= 30°С, время работы всех холодильных
установок 20-вагонного поезда составляет 42%,
18-вагонного поезда 38%, 10-вагонной секции
35%, 5-вагонной секции 19%
продолжительности груженого рейса.
12\
10
8
6
Z
0
^?
3
2
\1
12
10
8
6
г
//
у
,<"
5 I
<Ц
3
>>
г\
[""""*?
500 1000 1500 1000 Zfv
6
Рис. 2. Продолжительность
работы холодильного
оборудования в зависимости от
температурного напора при перевозке
мороженых грузов:
а — 10-вагонная секция; б —
5-вагонная секция ГДР; / —
Д*=.10°С; 2 — 20°С; 3 — 30°С;
4 — 40°С; 5 — 50°С.
21

Z,4
8
гч/\
/ /з/\
/2
1^У
W
по
100
80
60
40
20
'1
/
\к
11
\
Н
/
L
' 1
н
500
1000
1500 ZQQ0zf4
ю го зо 40 50 м*°с
Рис. 4. Зависимость
минимально допустимой
продолжительности груженого рейса от
температурного напора при
перевозке свежего винограда:
/ — 20- и 18-вагонный поезд;
2 — 10-вагонная секция; 3 —
5-вагонная секция ГДР; 4 —
4-вагонная секция БМЗ.
Рис. 3. Продолжительность работы
холодильного 0|борудования различных
типов подвижного состава в одинаковых
температурных условиях:
/ — 5-вагонная секция ГДР; 2 —
10-вагонная секция; 3 — 18-вагонный поезд;
4 — 20-вагонный поезд.
Крайне низкий коэффициент использования
холодильного оборудования 5-вагонной
секции объясняется тем, что холодопроизводи-
т^льность, приходящаяся на единицу тепло-
передающей поверхности, грузового объема
и грузоподъемности, почти вдвое больше, чем
в остальных типах подвижного состава.
При перевозке неохлажденных плодов
и овощей на короткие расстояния возможны
случаи, когда z> zu т. е. груз к моменту
прибытия в пункт назначения еще не успевает
охладиться до требуемой температуры
вследствие недостаточной холодопроизводительно-
сти оборудования.
Анализ кривых на рис. 4 позволяет
установить наименьшую из условий охлаждения
продолжительность груженого рейса в
различных климатических условиях при перевозке
неохлажденного винограда. При построении
графика принято, что температура винограда
перед погрузкой 28°С, а в конце процесса
охлаждения 4°С. Например, при Дг=30°С, т. е.
температуре наружного воздуха 34°С,
виноград успевает охладиться с 28 до 4°С в 20-ва-
гонном поезде за 87 ч, в 10-вагонной секции за
60 ч, в 5-вагонной секции ГДР за 34 ч, в 4-ва-
гонной секции БМЗ за 30 ч.
Расход эксплуатационных
материалов и себестоимость
производства холода. Анализ отчетных
данных рефрижераторных депо Подмосковная и
Фастов показал, что среднегодовые потери
аммиака на 1000 ккал/ч установленной холо-
допроизводительности составляют для
10-вагонной секции, 18- и 20-вагонного поезда
соответственно 8,2; 9,8 и 6,3 кг, т. е. в 3—4 раза
больше, чем в стационарных холодильных
установках. Общее количество
израсходованного за год фреона-12 на одну холодильную
установку 5-вагонной секции равно 28 кг, что
в 1,5—1,7 раза больше, чем в стационарных
установках такой же холодопроизводительно-
сти. Стоимость холодильного агента в общих
эксплуатационных расходах составляет для
аммиачных холодильных установок 5—7%,
а для 5-вагонной секции с фреоновыми
машинами повышается до 33%.
22

Сокращения потерь аммиака при заводском
ремонте можно достигнуть сооружением
компрессорной станции для откачивания
аммиака из холодильных установок поездов
и секций в специальную емкость.
Необходимо также улучшить подготовку
фреонового оборудования к эксплуатации в условиях
высоких температур наружного воздуха,
применить более современные и простые приборы
для определения утечки фреона,
усовершенствовать сальниковый узел компрессора и
уплотнение запорной арматуры и соединений.
Среднегодовой расход масла в течение часа
работы компрессора 10-вагонной секции
составляет 100 г, 5-вагонной секции 1,2 г.
Маслоотделители фреоновых холодильных машин
5-вагонной секции снабжены поплавковыми
вентилями, обеспечивающими автоматический
возврат масла в картер компрессора, что
сокращает унос его в систему.
Расчеты, выполненные в холодильной
лаборатории МИИТа, показали, что при перевозке
мороженых грузов в одинаковых
климатических условиях сравнительная себестоимость
производства 1000 ккал холода (в среднем за
год) для 20- и 18-вагснных поездов, 10- и 5-ва-
гонных секций составляет соответственно 0,717
и 0,722, 0,711 и 1,81 руб. Структура
себестоимости производства холода приведена в
табл. 2.
Таблица 2
Т*ип подвижного состава
Расходы1, %
20-вагонный поезд
18-вагонный поезд
10-вагонная секция
5-вагонная секция
61,9
66,7
60,8
53,7
се
Н
ев
Ч
С
о.
т
33,7
27,8
32,5
37,5
о
в
Я
ч
к
о
н 1
2,9
3,9
4,8 |
4,8 !
ч 3
СУ СО
СО Л
as S
я си
0,4
0,5
0,6
0,8
0,8
0,8
0,9
2,9
1 Расход компрессорного масла 0,1%» прочих
материалов — 0,2<у0.
Амортизационные отчисления и зарплата
обслуживающего персонала составляют 90—
95% себестоимости 1000 ккал
вырабатываемого холода, при этом самый высокий удельный
вес по зарплате имеют 5-вагонные секции.
Следовательно, наиболее эффективными
путями снижения себестоимости производства
холода в рефрижераторных поездах являются
автоматизация работы холодильного
оборудования, что позволит сократить число
обслуживающего персонала, и выбор более
дешевого источника холода.
Выводы
Для объективной оценки качества о;бслужи-
вания специального оборудования
рефрижераторных вагонов расход топлива нужно
определять по средневзвешенной разности
температур наружного воздуха и в грузовом
помещении вагона с учетом вида груза,
выделяемого им тепла и соотношения между
температурами кипения и холодильного агента.
Очень важным показателем работы
транспортной холодильной установки должен
явиться расход топлива на 1000 ккал выработанного
холода. Этот показатель следует разработать
для каждого типа подвижного состава и
утвердить в соответствующих организациях.
Поскольку коэффициент использования
холодильного оборудования в течение года очень
низок, вопрос о выборе способа охлаждения
изотермического подвижного состава
приобретает первостепенное значение. Необходимо
ускорить исследование возможности
применения в изотермических вагонах азотного или
другого видов охлаждения, не требующих
сопровождения состава обслуживающим
персоналом.
ЛИТЕРАТУРА
И. Китае в Б. Н. Исследование и расчет
теплового воздействия на вагоны с охлаждением. Изд-во
«Транспорт», 11966.
2. Инструктивные указания по нормированию
расхода топлива. Трансжелдориздат, 1958.
т

ИССЛЕДОВАНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ТЕПЛООТДАЧИ РАЗРЕЗНОГО РЕБРА
Доктор техн. наук, проф. А. Г. ТКАЧЕВ, И. Е. ШИРЯЕВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
536.24
В ребристых теплообменниках оребрение
составляет большую часть теплопередающей
поверхности. При уменьшении толщины и шага
ребер сокращается удельный расход металла
на единицу поверхности, а также габаритные
размеры аппарата. Но воздух при этом
движется в прямых гладких каналах, мало
эффективных в отношении теплообмена.
Поэтому для дальнейшей интенсификации
теплообмена необходимо изыскивать рациональные
виды оребрения.
Норрис и Споффорд i[l] считают одним из
наиболее рациональных типов ребер пластину,
разрезанную на элементы, которые
отгибаются в противоположные стороны. Причем с
уменьшением ширины элементов ребра и
расстояния между ними коэффициент теплоотдачи
возрастает. Норрис и Споффорд предложили
эмпирическую формулу для определения
коэффициента теплоотдачи и дали рекомендации
по выбору ширины элемента ребра и
расстояния между ними.
Опыты Семилет и Буцкого [2] показали, что
увеличение угла между отогнутыми
элементами и направлением потока от 5 до 45°
практически не влияет на величину коэффициента
теплоотдачи, однако значительно увеличивает
сопротивление ребра потоку. Толщина
ламинарного пограничного слоя определяется
шириной элемента и зависит от скорости
обтекающего воздуха.
Авторы исследовали процесс теплоотдачи
ребра, разрезанного на элементы, на модели
теплообменника. Аналогичное исследование
проводил Ласло Фарго (Венгрия).
Авторы проводили эксперимент на
аппарате размером 250X300 мм с трехрядным
последовательно соединенным змеевиком,
выполненным из медной трубы диаметром 10X1 мм.
Ребра изготовлены из латуни толщиной 0,2 мм,
рассечены на элементы шириной а=1 мм
(рис. 1) и снабжены отбортованными на 2,5 мм
отверстиями, на которые при помощи
специального шаблона набирались трубы.
Натяжение при сборке обеспечивало
контакт ребра и трубы по всей поверхности
манжеты, которая одновременно фиксировала и
шаг ребер. Разрезанные элементы выгнуты
через один на 1,25 мм таким образом, что в
пакете они располагаются в шахматном
порядке на расстоянии 6 = 2,5 мм друг от друга.
—^ Z^Z^Z^fzyz: f Рис. 1. Разрезные ребра:
»»| Ua а — общий вид;
$ - б — схематический разрез.
Схема установки представлена на рис. 2.
Из жидкостного термостата в аппарат
подавалась насосом дистиллированная вода,
температура которой на входе поддерживалась
с точностью ±0,1°С. Теплообменник
вмонтирован в прямоугольный воздуховод по
разомкнутому циклу. Поток воздуха создается осевым
вентилятором, приводимым репульсионным
двигателем, позволяющим плавно изменять
число оборотов. Скорость воздуха измерялась
в воздуховоде непосредственно перед
аппаратом крыльчатым анемометром. Температура
воздуха и воды на входе и выходе
фиксировалась ртутными термометрами с ценой
деления 0,ГС.
В опыте определяли коэффициент
теплопередачи аппарата. По известным формулам
находили коэффициент теплоотдачи от воды к
внутренней стенке трубы. Устанавливали
общее внутреннее и наружное термические со-
Рис. 2. Схема опытной установки:
/ — исследуемый атшарат; 2 —
термометры; 3 — термостат; 4 — вентилятор.
24

Рис. 3. Изменение
температуры
пластины
по ее длине.
противления и способом последовательного
приближения вычисляли коэффициент
теплоотдачи ребра.
Для плиты, нагреваемой по всей длине,
.принимали
з
Nu = 0,332]/Pr . ]/Rex[3J
При этом определяющим размером,
входящим в критерии подобия, взята длина
плиты — ширина элемента ребра, равная в
опытах 1 мм.
Можно предположить, что при
определенных условиях температура у переднего края
плиты станет близка температуре
окружающей среды Ts. Тогда температура по длине
плиты будет изменяться так, как показано на
рис. 3.
При этом температура плиты, нагреваемой
по всей длине, после некоторого значения
х = х0 будет асимптотически приближаться к
некоторому значению Tf, которое определяется
средним значением коэффициента
теплоотдачи ат. Для всей плиты ат = 2ах. В пределах
х<х0 можно допустить, что изменение
температуры прямолинейно. Зная температуры на
передней и дальней кромках, а также закон
распределения температуры, пользуясь методикой
вычисления теплообмена в пластине с
произвольно изменяющейся температурой стенки
[4], можно определить тепловой поток для
элемента шириной х = хх
q(x) = um. 0,537 6т,
где Qm = Tf—Ts.
Общий тепловой поток через ребристую
поверхность, рассеченную на элементы, может
быть рассчитан по уравнению
У общ == Qpe6 Т" Утр
или
a Fvrn 8,
где а
уел -т — а/я • 0,537 Fp 8m + ат ^т 9Т,
коэффициент наружной
теплоотдачи, отнесенный к условной
поверхности .Русл, равной поверхности
трубок с условно снятыми ребрами;
разность температур между
поверхностью трубок и окружающей
средой;
Fp — поверхность ребер, разрезанных на
элементы;
ат — коэффициент теплоотдачи на
поверхности трубок между ребрами.
FT — поверхность трубок, свободная от
ребер.
Принимая во внимание малое значение
второго слагаемого и отсутствие достаточно
точных данных, принимаем
ост « 0,537 ат.
Тогда
a = 0,537amU _ + —
\i уел ит 'уел/
Зная из опыта наружное сопротивление и
путем последовательного приближения
задаваясь величиной am, вычисляем — и обыч-
бт
ным способом [3] находим истинное
значение ат.
Результаты опыта представлены на рис. 4
в сопоставлении с расчетными данными. Из
графика видно, что до весовой скорости
wy = 3,l кг/(м2-сек) опытные и расчетные
данные хорошо совпадают. При этом нужно иметь
в виду, что площади торцовых поверхностей
плиты в расчете не учитываются. Поверхность
передней стенки имеет температуру передней
кромки плиты, приблизительно равную
температуре окружающей среды. Поэтому тепловой
поток через нее близок нулю.
Через дальнюю стенку плиты тепловой
поток также крайне незначителен ввиду
образования за ней застойной зоны. К тому же и
поверхность эта незначительна по сравнению
с основной. Расчетная прямая для
коэффициента теплоотдачи по предлагаемой методике
для ребра, исследованного Семилет и Буцким,
совпадает с опытной прямой (рис. 5).
Зависимость для гладкого ребра (прямая 3)
располагается значительно ниже. В области
I—— 1—I—— I I —х^Гх г
ТП—MIN— j\At\ [A
in——— %^i\ г г *
I I I I \^\\ Г "Г ""! JJ^T
1 I 1уМ I 1 I 1 1 I I I |__
cinT ——г-N44—г
Q7Q8Q91
2 3
Мо,кг/(мг-сек)
5 6 7
Рис. 4. Зависимость коэффициента
теплоотдачи от весовой скорости воздуха:
О — расчетные величины; ф — опытные
величины.
4 Зак. 35
25

oCr
100
50
40
30
20
У
1
<%
3
^2
4 5 6
10
15 20
*,м/сек
30
Рис. 5. Зависимость коэффициента
теплоотдачи от скорости воздуха:
1 — расчетная прямая для
разрезного ребра; 2 — опытные данные для
разрезного ребра; 3 — опытные
данные для гладкого ребра.
средних скоростей расчетные данные хорошо
совпадают с экспериментальными. Изменение
угла наклона можно объяснить неучтенным
влиянием поверхности ограждающих пластин,
площадь которых входит в расчет вместе с
поверхностью разрезного ребра, а также
влиянием угла разворота элементов.
Прямая для разрезного ребра должна иметь
меньший угол наклона, так как в этом случае
меньше влияние скорости потока.
ом
0,03
ощ
0,01
I I
I
I
I
$
,ъК
09-
60
,80
1ШГ
ш
140
Микулин |[1] проанализировал влияние
параметра т = Л/ —^ и высоты ребра / на
у ьх
процесс теплоотдачи. Он приводит график
(рис. 6) зависимости количества тепла qv,
отнесенного к коэффициенту теплоотдачи а,
ширине ребра а и температурному перепаду
i\—/2 между средами, обменивающимися
теплом, от параметра т и высоты ребра /. Из
рис. 6 видно, что увеличение высоты ребра
целесообразно только до тех пор, пока значение
а
-* линейно возрастает с увели-
aflft-12) r J
чением /. Дальнейший рост высоты ребра
приводит к снижению эффективности
теплообмена, так как при этом
Iimr—2—1 =
L a a{ti — t2) J
_1__
т
Таким образом, чем больше параметр т,
тем меньше должна быть высота ребра /. На
рис. 6 приведены также рассчитанные для
исследованного ребра две кривые т= 126,5 и
т=\40. Скорость воздуха соответственно 3,18
и 4,85 кг/(м2-сек), коэффициент теплоотдачи
151 и 185 ккал/(м2 • ч • град).
В опытах шаг трубок S = 50 мм [в нашем
расчете 1 =—].
О 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 01t,M
10
g
8
7
R
ст.
<^
°г *
^ ^
^
^ 3\
?,\
т
6
Л
и
-А
^А
74
3
кг
АЛ
4
/(м2
\ I
5 6
сек)
-Z
7
~п
•89
I
1
1
10
Рис. 6 Зависимость
Ь
\i\aa{t1—t1)
высоты ребра.
Рис. 7. Гидравлическое
сопротивление ребристой поверхности:
/ — разрезные ребча; 2 —
гладкие ребра.

Из графика видно, что эффективность
высокого ребра одинаково низка для обоих
значений т. Этим и объясняется незначительное
увеличение теплового потока при дальнейшем
возрастании а.
Применение разрезных ребер приводит к
повышению гидравлического сопротивления.
График сравнения гидравлического
сопротивления разрезного ребра и гладких ребер с
шагом 3 мм дан на рис. 7.
Выводы
Коэффициент теплоотдачи разрезного ребра
резко увеличивается по сравнению с гладким.
Но коэффициент теплопередачи всего
аппарата возрастает максимально на 40% из-за
влияния внутреннего теплового сопротивления и
снижения коэффициента эффективности.
Целесообразно изготовлять разрезные ребра
из материалов с высокими коэффициентами
теплопроводности. Применять разрезное ореб-
рение рационально тогда, когда требуется
одновременно повысить компактность аппарата
и его эффективность. Однако при этом надо
учитывать возрастание гидравлического
сопротивления в разрезных ребрах по сравнению
с гладкими.
ЛИТЕРАТУРА
.1. Микулин Е. И. Конструкция и расчет
пластинчатых теплообменников. МВТУ им. Баумана.
Исследование процессов и машин глубокого охлаждения.
Машгиз, 1058.
2. С ем и лет 3. В. и Буцкий Н. Д.
Исследование теплоотдачи и .сопротивления продольно
обтекаемого разрезного ребра. «Холодильная техника»,
1962, № 1.
3. Э к к е р т Э. Р. и Дрейк Р. М. Теория
тепло- и массоо'бмена. Госэнергоиздат, 1961.
4. Розен фельд Л. М., Ткачев А. Г.
Холодильные машины и аппараты. Госторгиздат, 1950.
О ПОТЕРЯХ ПРИ ХРАНЕНИИ И ПЕРЕВОЗКЕ СЖИЖЕННОГО
УГЛЕКИСЛОГО ГАЗА
С. М. РИПС
661.97:656.225
Условия длительного хранения и дальней
перевозки определяют поставленную задачу
как стационарную (стадия стационарного
режима).
Ниже анализируется кондуктивный
теплообмен для сферической и цилиндрической
емкости с учетом зависимости коэффициента
теплопроводности изоляции от температуры
в виде
Х = а + —Г, A)
Ь ' w
где а и Ъ — константы (рис. 1).
Сферическая емкость
Вследствие независимости поверхности F
и коэффициента теплопроводности I от
времени (стационарный режим) можно написать
следующее выражение для теплового потока
шара:
— Т) — . B)
Ь I dR . J
Разделив переменные и интегрируя, находим
наружную (со стороны окружающей среды)
и внутреннюю (со стороны жидкости)
температуры изоляции:
4*
дш = 4т^Ча +
Тп = Ьа
Ям
2 % ba2RH
С
Ь'2а2
Тв = Ьа
[V
1-
<7и
2 т. ba°-RB
С
Ь-а-
-1
C)
D)
Нетрудно показать, что
2 гь Ьа1
1
_1_
(Тп
тв
+ 1V-
\Ьа I \Ъа
+ 1I ккал/ч
i j
E)
и потери холода на единицу объема емкости
составят
х—?Ш-
_ 1
~ 1
Ли
—
,5 Ьа?
___
"~Rn
(Тъ ,
1
¦л
5
3
/
VZjl
\ba
скал
+1)'
\{ж ¦
ч).
F)
Второй корень (со знаком минус) смысла не имеет.
2?

Целесообразным следует считать решение,
при котором x->min. Нахождение минимума
величины х для емкости, заполненной жидкой
углекислотой, производим графически.
Предварительно принимаем, что
изоляционное ограждение выполнено из аэрогеля (для
других видов изоляции см. графики на рис, 1),
для которого обработанные нами данные iio
коэффициенту теплопроводности хорошо
описываются формулой A), где а = 4,2-10_3; 6 =
= 20800; Ьа = 87,36; Ьа2 = 0,367. Далее примем
ГВ = 228°К (при /? = 8,5 ата, tB = — 45°C) и Гн=
= 300°К D=27).
Тогда:
1. Принимая значение наружного радиуса
изоляционного ограждения сферической
емкости /?н= 1,0 м, находим
3,63 _ G)
1 /Й
Ub
Задаваясь различными значениями RB,
строим в соответствии с формулой G) зависимость
(рис. 2) х = г|)G?в), из которой видно, что
минимум часового теплового потока, отнесенный
к единице объема емкости, составляет
х = 24,6 ккалЦм2, • ч), при этом необходимый
(оптимальный) радиус сферы RB должен
равняться 0,7 м. Любому другому
численному значению радиуса емкости будут
соответствовать большие потери.
Таким образом, рациональной оказалась в
объемом v — — - п3
6 в
этом случае емкость
= 1,435 ж3, при этом минимальные тепловые
потери всей емкости
(<7ш)тш = 24,6 • 1,435 = 35,3 ккал/ч.
Если принять, что при tB =—45°С значение
скрытой теплоты испарения жидкой
углекислоты г = 78 ккал/кг и удельный вес ее
Y= 1,13 кг/л, то минимальные весовые потери
жидкости составят
Grn= J^=0,45 кг/ч,
78
а в процентном отношении к содержимому
емкости
0,45 • 100
^со2
1435- 1,13
: 0,0277 о/о,
температура жидкой углекислоты /в =
(ГВ=253°К), то
2,42
при этом толщина изоляции бИз = 300 мм.
Так как допустимое давление в емкости
оценивается величиной /?~20 ата, при которой
1st-11*
—20°С
(8)
Х-Ю3'кшлНм-ч град)
30
25
20
1У
3
I \/
\ X
\\ 4, /
ytfl
\
I ; i !
i ' ¦ '
50 100 150 200 250 Т,°К
Рис. 1. Зависимость А,=а+-—Г:
о
1 — минеральная вата; 2 — мипора; 3
аэрогель.
175
150
125
X 100
75
50
0,1 0,2 0,3 ЦЦ 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 /?$м
Рис. 2. Зависимость K=f(RB) для сферы.
II
I
I
I
I
1
i
ч
Л
\
1 i
Сре,
V4
1
оа
i
i
i

In
i
/1 '
'/ 1
i
28

Из формулы (8) видно, что потери холода
к концу хранения (или перевозки), когда
давление в емкости возрастает до допустимого
значения р = 20 ата, снизятся на 33%
/3,63-2,42 nQQ\ n
тг^ = v&d) • Однако вследствие умень-
\ 3,63 /
шения теплоты фазового перехода, а именно,
при р = 20 ата, г=68 ккал/кг, р = 8 ата, г =
= 78 ккал/кг, потери жидкости увеличатся в
т. е. на 15%.
Татр
0,665 • 100
: 0,0107%
биз=1,6—1,1 =
^-=—=1,15 раза,
f*20
ким образом, к концу хранения потери
снизятся на 18%. На рис. 2 это отражено пунктирной
кривой.
2. Для сферической емкости с радиусом
изоляционного ограждения 1,4 м имеем
3,63
?-0.715) *>
(9)
из графика,
приведенного
(кривая 2),
в.опт=0,95 M,
Как видно
для этого случая на рис. 3
Xmin= 12,65 ккал/(мг-ч), R
t> = 3,6 мг, qmm= 12,65 • 3,6=45,5 ккал/ч, G =
= -^-=0,585 кг/ч, п =0,014%'.
78
Толщина изоляции 8113=RH—/?В0Пт= 1400—
—950 = 450 мм.
3. Аналогично для сферической емкости
v = 5,5 мъ при #н=1600 мм строим кривую 3
(рис. 3), откуда следует, что в этом случае
Rопт =1,1 м, х = 9,4 ккал/(м3-ч), qmin = 9,4X
X 5,5 = 52 /екал/*, О = — = 0,665 кг/«?,
78
5500- 1,13
= 0,5 л*.
4. Для сферической емкости v =9,2 ж3 при
/?н=2 м построена кривая 4 на рис. 3.
При этом /?опт = 1,3 м, биз=2—1,3 =
= 0,7 м. Кривая 5 (рис. 3) соответствует
емкости у = 20,6 мъ, /?опт='1,7 ж при % =
= 3,6 ккал/(м3-ч), биз = #н—#опт = 2,5—1,7 =
=0,8 ж. Кривая 6 (рис. 3) соответствует
емкости и = 50 мъ при ^опт = 2,0 ж, Ян=3,3 м бИз"=
= 1,3 ж, х = 2,25 ккал/(м3-ч).
На рис. 3 нанесена кривая минимумов ку
которая позволяет определить RonT для
сферической емкости в пределах v = 1-^-50 м3.
Аналогичные кривые могут быть рассчитаны и
построены для любых других видов изоляции.
Найдя значение xmin для данной емкости,
можно определить RH, qmin и толщину изоляции
Оиз = Дн А опт*
Таким образом, рис. 3 может служить
своего рода номограммой для графического
определения основных характеристик сферической
емкости (оптимального радиуса, толщины
изоляции и соответствующих им тепловых потерь)
и тем самым ориентировать конструктора в
направлении правильного выбора требуемого
типа емкости без сложных и трудоемких
аналитических расчетов. На рис. 4 приведена
кривая Хщ1п=ф(^) для емкостей сферической
геометрии.
Анализ кривой на рис. 4 показывает, что
резкое изменение (сокращение) потерь холода
имеет место для сферических емкостей
объешь
150
400
50
40
24 6
"J0
12,65
6,1
0
2\
I
И
[¦/
* \
^^Г*
V=1
&F1UT,
"^L4
I
А
ЧЗм3
!
j
j
! А
v-m
I |
i
i
j-
I V=5,5
|
i
i
|
/ i /
I
i
j
||
4-
V=3,2
i
'"'
J j ^^
rs
\V=2L
I
,o i
I
V
i !
j m
II
6-
50
0,2 0,4 0,60,7 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2
Рис. З. Кривая минимумов удельных (объемных) тепло'вых нагрузок (сфера).
Rq,m
29

Xmln
80
70
60
50
40
JO
20
10
0
г^
к
I ^--i—
Сфера
10 20 30 ~W V,MJ
Рис. 4. Зависимость Kmm = q)(v).
mom до 10 m3 (D = 2,l м). Дальнейшее
увеличение размеров емкости приводит к
монотонному линейному сокращению потерь. Следует
также учесть, что по сравнению с цилиндром
сфера, как известно, имеет наименьшую
поверхность при заданном объеме. В
механическом отношении стенки сферической емкости
более равномерно нагружены напряжениями
численно меньшего значения. Кроме того,
важно отметить и меньшую по сравнению с
цилиндрическими емкостями металлоемкость.
Перечисленные обстоятельства выгодно
отличают сферическую емкость от цилиндрической.
Однако требования железнодорожного
транспорта накладывают ограничения в отношении
размеров возможных сфер.
Цилиндрическая емкость (цистерна)
При транспортировке весьма
значительных количеств жидкой углекислоты в
цистернах необходимо, выбирая наружный радиус
изоляцио'нного ограждения, исходить из
действующих на железнодорожном и
автомобильном транспорте норм. Поэтому допускаем
значение 7?н=1,5 м. В рассматриваемом случае по
аналогии с выводом уравнения E) можно
получить для цилиндрической емкости
Я*
bL тс а2
2,3Ig
Ян
Ьа
Ьа
+ 1
A0)
Полагая, что днища, замыкающие емкость
с торца, выполнены полусферическими, общий
(суммарный) часовой тепловой поток
определится суммированием уравнений E) и
A0), т. е.
Яо = Яи + Яш = Ьъ а2
, Ьа
+ iV
Ьа
L
2,31g^ J____L
Rb Rb Rh
A1)
so
70
60
50
\щ
X
30
го
ю
I
J
Цилиндр
i i i
i
i i j
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1ft 1,1 1,2 1,3 1ft 1,5 R6,M
Рис. 5. Зависимость х=1|)(/?в) для цилиндра
70\
60
50
Ж W
\30
20
10
| У«2
Цилиндр
I
I
,7м3^\
0 0,2 0,4 0,0 0,8 Rg,M
Рис. 6. Зависимость Ко=/(Яв).
При полном объеме цистерны v0 и длине её
цилиндрической части L = 15 м. получим
*о = 2,42
15
2,31g
1,5
— 0,67
R*
1
/?A5+ 1,33 Я.)
A2)
30

^о=я(#в.оптJ A5+1,33 /?в).
A3)
Построим график % = гр (RB) (рис. 5); %min =
= 6,5 ккал/(м3 • ч)\ /?в.опт~1 -w; ^ = 50 ж3.
Следовательно,
<7min = 6,5 • 50 = 325 ккал/ч;
G- —
~ 78
4,15 • 100
4 =
50 000 -1,13
= 4,15 /сг/и:
= 0,0074 °/0;
Толщина слоя изоляции цистерны биз=1,5—
— 1=0,5 м.
Таким образом, в цистерне, равновеликой по
объему (v=50 мъ) со сферой, минимальные
потери жидкости окажутся более
значительными (примерно в 2,9 раза) по сравнению со
сферической емкостью.
Этот вывод имеет большое значение
особенно для стационарно установленной
сферической емкости, так как по своим габаритам
транспортная цистерна должна
соответствовать железнодорожным нормам и объем ее,
при неизменном, допустимом нормами
диаметре, может изменяться в зависимости от длины.
Для малой цилиндрической емкости,
например v = 2,7 ж3, вмещающей (при степени
заполнения ф = 0,85) 2350 л жидкой
углекислоты, график потерь приведен на рис. 6. В
расчете принято /?н=1 м; длина цилиндрической
части цистерны L = 0,85 м. Из графика
следует, что Rb.oilt = 0,675 м и биз = 0,325 м.
ПРОЧНОСТЬ СКЛЕИВАНИЯ МЕДНЫХ И АЛЮМИНИЕВЫХ ТРУБОК
-Доктор техн. наук, проф. А. Д. МУСТАФАЕВ, М. Д. МАХМУДОВ-
Азербайджанский институт нефти и химии им. М. Азизбекова
В результате совместных исследований,
проведенных работниками Бакинского завода
кондиционеров и сотрудниками кафедры
технологии нефтяного и химического
машиностроения Азербайджанского института нефти
и химии имени М. Азизбекова установлено, что
трубки и другие детали из меди,
алюминия и других металлов можно соединять
специальным клеем (взамен припоя). В
работе [1] указаны состав клея и технология
изготовления таких соединений.
Для того чтобы определить зависимость
прочности соединения от его диаметра и длины,
исследовали соединения диаметрами 10, 12,
14, 16, 18 и 20 мм, длиной 1=7 мм из меди
(М2), алюминия (АМцМ) и стали (ст. 10).
Образцы соединяли при помощи раструба,
как показано на рис. 1.
Внутренний диаметр раструба, полученного
развальцовкой, составлял D ={(d+0,200) ±
±0,010 мм. Наружный диаметр трубки 2
получали после прошивания шариком.
Для экспериментальных исследований
выбирали образцы с наружным диаметром 10±
±0,010 мм. Разность диаметров соединений
колебалась в пределах 180—220 мк, т. е.
толщина клеевого слоя В = 904-110 мк (см.
рис. 1,6).
Рис. 1. Соединение трубок с
помощью направляющего
устройства (а) и без него (б):
1,2 — трубки; В — толщина
клеевого слоя; Н —
направляющая и уплотняющая часть;
Т — направляющая
трубочка.
628.84
31

В тех случаях, когда прошивания не
требовалось, диаметр раструба уменьшали до
D+ @,100-^0,150) мм, так как алюминиевые
трубки диаметром 10—20 мм имеют допуск
0—0,150 мм (ГОСТ 1947—56), медные
диаметром 10 мм и 12—18 мм соответственно
0—0,150 и 0—200 мм (ГОСТ 617—64). В этом
случае толщина клеевого слоя составит 50—
150 мк. Такие соединения, по данным работы
[1], только в отдельных случаях (по теории
вероятности 3—5%) будут иметь прочность на
7% меньше, чем соединения, у которых В =
= 100 мк (например, для медных трубок
диаметром 10 мм разрывное усилие Р = 255 кгс
вместо 275 кгс).
Для определения прочности соединений из
вышеуказанных материалов склеены 320 пар
трубок различных диаметров.
При сборке особое внимание обращали на
концентричность соединяемых элементов, с
тем чтобы обеспечить одинаковую толщину
клеевого слоя по всей соединяемой
поверхности. Сборку производили тремя способами:
— с направляющей трубочкой Т из
чертежной бумаги в два слоя (см. рис. 1, а), трубочку
оставляли в соединении до конца испытаний;
— с направляющим стержнем, который
снимали перед началом отвердения клея;
— без направляющего устройства.
После отвердения клея образцы соединений
испытывали на прочность (на сдвиг), как
показано на рис. 1, б. Результаты испытаний
приведены на рис. 2, 3, 4 и в табл. 1 и 2.
р, кг с/см2
400
380\1300\-^
36М00\
ЗЩ1100\
320\
зоо\
280\
2ВО\
400
ймм
Рис. 2. Зависимость разрушающего усилия
(оплошные линии) и прочности на сдвиг
(пунктирные линии) от диаметра соединения медных
трубок при первом (а, а\), втором (б, б\) и треть
ем (в, в\) способах сборки.
18 d, мм
Рис. 3. Зависимости разрушающего усилия
(оплошные линии) и прочности на сдвиг
^пунктирные линии) от диаметра соединений
алюминиевых трубок при первом (а, ах), втором
(б, б{) и третьем (в) способах сборки.
Экспериментами установлено, что при
одной и той же длине соединения с увеличением
диаметра от 10 до 20 мм предельное
разрушающее усилие Р возрастает, причем
величина его в значительной степени зависит от
точности (концентричности) сборки.
1200
two
woo
900
800
703
600
500
?00
300
I
А7
/Б
zfj
10
п
16
18 d,MM
Рис. 4. Зависимость разрушающего
усилия от диаметра при соединении медных
трубок с алюминиевыми при первом (Л
и Б) и втором (б) способах сборки.
32

Таблица 1
Диаметр
соединения d, мм
10
12
14
16
18
20
Р, кгс
838
986
1115
1176
1358
1480
I
р, кгс (см2
382,0
373,8
362,3
334,0
343,4
336,0
Медные трубки
Способ сборки
II
Р, кгс
673
922
955
960
1082
1270
р, кгс!см9
306
349
310
273
273
289
]
Р, кгс
640
840
915
962
970
—
и
Р, K2CJCM2
290
318
297
274
245
—
Р, кгс
456
552
856
995
1053
1100
Алюминиевые трубки
Способ сборки
I
р, кгс/см--
207
209
278
283
266
250
Р, кгс
403
440
570
628
652
720
I
р, кг с 1см2
183
166
185
178
165
164
Диаметр
соединения
d, мм
10
12
14
16
18
1 20
Р, кгс
413
833
918
ИЗО
1200
1221
Медь
Спс
1
4
1 р, кгс/см2
188
316
298
322
304,4
277,8
— алюминий
>соб сборки
Б
Р, кгс
352
830
920
970
1260
—
Р, кгс
357
455
506
560
843
880
II
р, кгс 1см2
163
172
164,9
159
213
200
Р, кгс
400
680
880
1110
1147
1175
Таблица 2
Алюминий — сталь
Способ сборки
р, кгс [см2
182,0
258,0
286,0
315,7
290,0
267,3
Р, кгс
352
451
590
650
782
790
I
р, кгс!см2
160,0
171,0
192,0 !
185,0
197,6
179,8
При втором способе сборки (со стержнем,
снимаемым перед отвердением клея) усилие Р
меньше, чем при первом (см. рис. 2, 3 и 4,
линии а и б), а при сборке без направляющего
устройства еще меньше (см. рис. 2 и 3,
линии в). Разница усилия в первом и втором
случаях составляет: для медных трубок
17,3—24,4%, для алюминиевых 25—50%, а для
соединений из разных металлов 40—45% (см.
рис. 4 и табл. 2).
При сборке без стержня концевая часть
трубки шириной 2—3 мм (участок Н на рис. 1)
центрирует элементы соединения
относительно друг друга только на конце вставляемой
трубки, а применение трубки или стержня
обеспечивает центровку по всей длине
соединения. Поэтому при сборке без
направляющего устройства прочность соединения
значительно меньше, чем при сборке с ним.
В табл. 1 приведены средние данные,
полученные при испытании на прочность склеенных
медных и алюминиевых трубок.
Удельная прочность на сдвиг р (нагрузка,
приходящаяся на единицу площади
соединения) при увеличении диаметра медленно
уменьшается, в некоторых случаях медленно
возрастает (см. рис. 2 и 3, линии аи б\ и в\),
что, по-видимому, также зависит от центровки.
По данным литературы [2,3], клеевые
соединения дюралюминия с анодированной,
плакированной и обработанной шкуркой
поверхностью при применении различных клеев
(БФ-2, ВК-3, ВК-5, ПУ-2 и др.), в том числе и
эпоксидных (ВК-1, ВК-7, П, ПР, ВК-32-ЭМ),
обладают прочностью на сдвиг 80—220 кгс/см2,
а соединения алюминиевого сплава АМцМ —
до 283 кгс/см2.
Авторы исследовали прочность склеивания
трех материалов в пяти вариантах соединений:
медная трубка с медной; алюминиевая трубка
с алюминиевой; медная трубка (с раструбом)
с алюминиевой — вариант А; алюминиевая
трубка (с раструбом) с медной — вариант Б,
алюминиевая трубка (с раструбом) со
стальной.
Полученные результаты показали, что
прочность соединения медных трубок выше, чем
алюминиевых. Это объясняется более высокой
адгезийной способностью меди по сравнению с
алюминием. В работах [4, 5] указано на
зависимость адгезийной способности от полярности
молекулярной структуры материала, что
подтверждают и проведенные эксперименты.
При соединении разных материалов
получены аналогичные результаты: р=182~
322 кгс/см2, Р = 352-7-1221 кгс (см. табл. 2).
33

JUU
280
260
Z?0
\ 2Z0
f
c? ZOO
180
160
rH,ML
-800
-700
-600
-500
-m
-300
-ZOO
\
<
\
\
\
\
\
N
f
I
J
У J
>~*4
\
y^
\
4
\
\
\
\
\
1
-y
V 1
\
\
\
\
?
//
13 е,мм
Рис. 5. Зависимости разрушающего усилия
а и прочности на сдвиг а\ от длины
соединения.
Сопоставление вариантов А и Б (см. рис. 4)
при соединении меди с алюминием показало
практическое отсутствие влияния раскатанно-
сти поверхности на прочность соединения (см.
табл. 2). По-видимому, это объясняется
образованием при раскатке на поверхности меди и
алюминия мелких вырывов, создающих такую
же шероховатость, как на наружной
поверхности трубки. Поэтому в вариантах А и Б
прочность соединений почти не изменяется.
Для определения оптимальной длины
соединения исследовали зависимость прочности
оклеивания медных трубок диаметром 10 мм
и длиной. 3, 5, 7, 10 и 15 мм от длины
соединения. Сборку производили с направляющей
трубочкой (по первому варианту). Толщина
клеевого слоя в соединениях 90—110 мк.
Отвердение клея происходило при ?=150°С.
После отвердения клея образцы соединений
испытывали на прочность. На рис. 5 показана
зависимость разрушающего усилия и прочности на
сдвиг от длины соединения, построенная по
усредненным опытным данным.
В литературе |[6] рекомендуется оптимальная
длина клеевого соединения 6,4—9,6 мм. В
проведенной авторами работе она составила 7—
10 мм. В этих пределах прочность на сдвиг
достигает наибольшей величины B72—
300 кгс/см2).
Выводы
Клеевое соединение медных, алюминиевых и
стальных трубок отличается высокой
прочностью.
С увеличением диаметра соединения или его
длины выдерживаемое осевое усилие у всех
исследуемых материалов возрастает.
При диаметре 10 мм оптимальная длина
клеевого соединения У = 7-4-10 мм, прочность
соединения на сдвиг в этом случае
наибольшая.
Для склеивания трубок особо важное
значение имеет концентричность сборки,
обеспечивающая равномерную толщину клеевого слоя по
всей поверхности соединения. Поэтому при
сборке с направляющим устройством
прочность соединения значительно выше, чем при
сборке без него.
Самая высокая прочность склеивания при
соединении медных трубок, затем медной
трубки с алюминиевой и наконец — алюминиевой
трубки с алюминиевой и стальной трубками.
ЛИТЕРАТУРА
1. Махмудов М. Д., М у с т а ф а е в А. Д.
Склеивание медных и алюминиевых трубок
кондиционеров. «Холодильная техника», 11967, № 6.
12. iK а р д а ш ев Д. А. Синтетические клеи. Изд-во
«Химия», 1964.
3. Михалев И. И. и др. Технология склеивания
металлов. Изд-во «Машиностроение», 1965.
4. М у с т а ф а е в А. Д. и др. Подготовка
поверхности полиэтилена иод оклеивание 'методом
ультрафиолетового облучения. «Нефть и газ», [11966, № 4.
5. Маме до в Н. М. и др. О влиянии ускоренных
электронов на адгезионные свойства полиэтилена.
«Нефть и газ», 4967, № 7.
6. Г о г о л и н А. А., Бару л и н Н. Я.
Кондиционирование воздуха. Госторгиздат, 4963.
34

ТЕПЛОНАСОСНАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ МОЛОЧНО-ЖИВОТНОВОДЧЕСКИХ
ФЕРМ
-Канд. техн. наук Р. Л. ДАНИЛОВ, Г. А. ДЕДКОВА-
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности,
канд. техн. наук И. А. ГУРА
Всесоюзный научно-исследовательский институт электрификации сельского хозяйства
621.577:637.113
На механизированных
молочно-животноводческих фермах для получения холода
используют компрессионные холодильные установки,
а горячей воды — парообразователи низкого
давления (котлы ВНИИСТО, KB-100 и др.)
или электрические водонагреватели (ВЭТ-200
и др.). Однако более экономично применять
для этих целей теплонасосную установку.
Вода, нагретая в конденсаторе до 56°С,
расходуется на санитарно-технические нужды
фермы, а охлажденная в испарителе — на
охлаждение молока, поступающего в ванну
для молока.
ВНИХИ совместно с Всесоюзным научно-
исследовательским институтом
электрификации сельского хозяйства разработал
экспериментальный образец теплонасосной установки
на базе ванны ВО-1000 для охлаждения и
хранения молока с бессальниковым компрессором
ФУБС-12.
В установку входят: ванна, компрессор,
конденсатор, регенеративный теплообменник,
линейный ресивер РЛ-25, фреоновый фильтр и
осушитель.
• Техническая характеристика теплонасосной
установки
(оборудование и аппараты)
Ванна ВО-1000
Рабочая емкость, л 1000
Температура молока, °С
поступающего 35
охлажденного 5
Размеры, мм . 3130x1275x1845
Вес, кг 1132
Испаритель1 ИРСН-10
Тип Змеевиковый,
ребристый
Поверхность охлаждения, м2 . . . 10
Насос OUHUJ-5
Тип Центробежный,
однолопаточный
Производительность, мъ 5
Напор, м 8
Число оборотов колеса в минуту . . 1420
Электродвигатель А031-4
мощность, кет 0,6
число оборотов в минуту . . . 1420
Мешалка
Тип Двухлопастная с
редуктором ВД-1
Мощность, кет 0,6
Число оборотов в минуту 1500/53
Электродвигатель А031-4
мощность, кет 0,6
число оборотов в минуту . ". . 1500
Компрессор ФУБС-12
Тип Бессальниковый,
У-образный
Холодопроизводительность,
ст. ккал/ч 12500
Число оборотов в минуту 1440
Диаметр цилиндров, мм 67,5
Ход поршня, мм 50
Описанный объем, мг\ч *- 62
Электродвигатель АВ-61-4
тип Встроенный,
переменного тока,
трехфазный,
асинхронный, с ко-
роткозамкнутым
ротором
мощность, кет 7
напряжение, в 220/380
Вес с электродвигателем, кг . . . . 195
Конденсатор
Тип Вертикальный,
змеевиковый,
погружной
Поверхность, м2 5,5
Змеевик •
диаметр трубы, мм 38x3
длина, м 50
число витков 38
Бак
диаметр, мм 640
высота, мм 2000
емкость, л 600
1 В комплект входят два испарителя.
Установка работает по схеме, указанной на
рис. 1.
За 2—2,5 ч до начала заполнения ванны
молоком включается компрессор, в котором
сжимается газообразный фреон-12, образующийся
в змеевиках испарителя и предварительно
прошедший регенеративный теплообменник.
Сжатый до давления конденсации пар поступает в
конденсатор, где сжижается за счет нагрева
воды, залитой в бак конденсатора. Жидкий
холодильный агент поступает в змеевики
испарителя, где он кипит, охлаждая и
замораживая воду.
За время работы компрессора температура
воды понижается до 1—0,5°С, а на змеевиках
испарителя намораживается лед.
35

Рис. il. Схема теплового насоса:
/ — компрессор; 2 — конденсатор; 3 — бак для горячей воды; 4 — электродвигатель; 5 —
насос; 6 — запорный вентиль; 7 — ванна для молока; 8 — мешалка с электродвигателем;
9 — испаритель; 10 — терморегулирующий вентиль; // — трехходовой кран; 12 —
теплообменник; 13 — осушитель; 14 — фильтр; 15— ресивер; 16 — реле давления.
С помощью циркуляционного насоса
холодная вода омывает наружные стенки ванны/ а
мешалка, которая начинает работу
одновременно с насосом, перемешивает слои молока.
Время, ч
г з ц-
Стоимость 1кЬт-ч,коп
Рис. 2. Зависимость температуры охлаждения воды
и молока от времени рабочего цикла:
1 — температура ледяной воды; 2 — температура
молока; 3 — количество молока; 4 — максимальное
количество молока, залитого в ванну; аб — рабочий
цикл; вг — период аккумуляции холода; де —
период охлаждения молока; А — начало заливки
молока; Б — окончание заливки молока.
Рис. 3. Зависимость затрат на охлаждение ,1 т молока
и получение горячей воды от стоимости электроэнергии
при раздельном и комплексном производстве холода и
тепла с помощью:
/ — ванны ВО-1О00 и электрического водонагревателя
ВЭТ-200; 2 — ванны ВО-ilOOO и парового котла
ВНИИСТО; 3 — теплонасосной установки.
36

Когда температура молока достигнет 5°С,
компрессор, насос и мешалка отключаются
электроконтактным термометром.
При выключении электродвигателя мешалки
электродвигатель компрессора продолжает
работать под контролем реле давления, которое
отключает компрессор при давлении
всасывания ниже 0,2 ата или нагнетания выше 15 ата.
После опрессовки и вакуумирования
смонтированной установки в систему зарядили 6 кг
масла ХФ-12 и 25 кг фреона-12. Установку
испытывали в процессе охлаждения молока и
нагрева воды в баке конденсатора до 56—
58°С. Опыты проводили при температуре
кипения от —18 до —14°С и конденсации до 60°С.
В процессе испытаний измеряли
температуру и количество молока и воды,
циркулирующих в системе.
Опыты проводили при различных рабочих
циклах — от 2,8 до 4 ч, при этом
продолжительность цикла зависела от количества
охлажденного молока. Ниже приводятся
опытные данные, характеризующие работу
установки:
Объем охлажденного молока, л\ч .... 350—500
Температура, °С:
поступающего молока 35
охлажденного молока 5
воды в испарителе:
до начала работы 12—22
перед охлаждением молока .... 0,6—1
в конце охлаждения 0,8—1
воды в конденсаторе:
на входе 17—28
на выходе 48—60
Методика теплотехнических испытаний,
проведенных кафедрой холодильных установок
ЛТИХП и лабораторией новой технологии
Ленинградского мясокомбината в 1965—
— 1967 гг., предусматривала дистанционный
контроль температур, характеризующих как
сам процесс охлаждения полутуш мяса
(температура в центре и на поверхности бедра и
лопатки), так и условия охлаждения его в
камере, т. е. температуру воздуха в различных ее
Потребляемая мощность установки, кат. 5,10—5,55
Давление:
кипения 1,61—1,92
конденсации 11,25—14,60
Количество горячей воды, л/цшс/z .... 1000—1500
Количество тепла, ккал\цикл\
отнятого от молока ледяной водой . . 10500—15500
переданного воде в конденсаторе . . 26000—43400
Холодопроизводительность установки на
протяжении всех испытаний составляла
5000 ккал/ч.
На рис. 2 представлена зависимость
температуры охлаждения воды и молока от
времени рабочего цикла. При охлаждении 500 л
молока за цикл, продолжавшийся 4 ч, время
аккумуляции холода составило 1,5 ч,
охлаждения молока — 2,5 ч, причем температура воды
в испарителе при охлаждении молока
повышалась от 0 до 3°С.
Были проведены опыты с целью выявления
экономической оценки методов раздельного
получения тепла и холода и с помощью теп-
лонасосной установки.
На рис. 3 представлена зависимость затрат
на охлаждение 1 т молока и получение
горячей воды от стоимости электроэнергии при
раздельном и комплексном производстве
холода и тепла.
Из рис. 3 видно, что способ комплексного
получения тепла и холода с помощью теп-
лонасосной установки примерно в 2,4 раза
экономичнее раздельного производства.
Установки такого типа должны найти
широкое применение в сельском хозяйстве.
637.513.82
зонах. Эти температуры фиксировали с
помощью медь-константановых термопар в
комплекте с потенциометром Р-2 и
переключателем.
1 Некоторые теоретические предпосылки, которые
были положены в основу системы охлаждения камеры,
сооруженной на Ленинградском мясокомбинате, а
также особенности ее конструкции и работы были
рассмотрены ранее [1].
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ КАМЕРЫ С ВОЗДУШНО-
РАДИАЦИОННОЙ СИСТЕМОЙ ИНТЕНСИВНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ МЯСА*
_____— Канд. техн. наук Н. А. ГЕРАСИМОВ, Б. Н. МАЛЕВАННЫЙ -__—__
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
37

Температуры кипения аммиака, пара,
выходящего из охлаждающих приборов,
распределение температур по высоте межрядной
батареи и другие температуры, связанные с
режимом работы холодильного оборудования
камеры, измеряли ртутными лабораторными
термометрами с ценой деления 0,1°С
Изменение веса опытной полутуши мяса в
процессе ее охлаждения контролировали через
каждый час с точностью ±0,5 г образцовыми
весами ВК-50, установленными на балках
подвесных путей.
Скорость движения воздуха в сечении
камеры измеряли электроанемометром марки ТА
конструкции Ленинградского института
охраны труда.
Продолжительность процесса охлаждения и
величина естественной убыли в значительной
мере зависят от коэффициента теплоотдачи
охлаждаемой полутуши мяса, поэтому при
проведении теплотехнических испытаний большое
внимание уделяли разработке приборов для
определения коэффициентов теплоотдачи.
Экспериментальное исследование
конвективной и радиационной составляющей
теплообмена проводили по методу регулярного режима
[2]. Этот метод позволяет при промышленных
испытаниях камеры достаточно точно и
быстро находить опытные значения
коэффициентов теплоотдачи от бедренной части
полутуши, время охлаждения которой определяет
продолжительность цикла термической
обработки.
Были изготовлены два альфа-калориметра с
черным и белым (никелированным)
покрытием.
До последнего времени шаровые
альфа-калориметры применяли с целью нахождения
коэффициентов теплоотдачи при свободном
движении воздуха [3]. В камере с воздушно-
радиационной системой интенсивного
охлаждения мяса, где движение воздуха
вынужденное, диаметр прибора шарового
альфа-калориметра был найден !как эквивалентный для
среднего сечения бедра полутуши в
направлении движения воздушного потока.
Для полутуш весом 80—90 кг (толщина
бедра 0,20—0,24 м) средняя величина
эквивалентного диаметра прибора по нашим
расчетам составила 0,25 м.
Коэффициент теплоотдачи
альфа-калориметра может быть найден по уравнению
а = Фяг, A)
где Ф — постоянная прибора, равная
частному от деления его полной
теплоемкости на площадь поверхности,
ккал/ (м2• град);
т — темп охлаждения
альфа-калориметра, численное значение которого
равно тангенсу угла наклона прямой
в системе координат т, InZ) (т —
время, D — отсчет деления по шкале
микроамперметра), \/ч.
Темп охлаждения альфа-калориметров
определяли с помощью микроамперметра М-95.
Коэффициент теплоотдачи за счет радиации
*.= *=*-. B)
где ач — коэффициент теплоотдачи черного
альфа-калориметра, подсчитанный
по формуле A);
схб — то же, применительно к белому
альфа-калориметру;
8б — степень черноты белого
альфа-калориметра (8б = 0,1), значение
которой найдено при градуировке
прибора в камере спокойного воздуха;
8Ч — то же, применительно к черному
альфа-калориметру.
Коэффициент теплоотдачи за счет
конвекции может быть найден по зависимостям
ак = ач — ?ч as
и ак = аб — ?б а5.
Изменение температуры в опытной камере
в процессе охлаждения мяса представлено на
рис. 1, из которого видно, что
продолжительность процесса охлаждения полутуши мяса
весом 81 кг при проектной загрузке камеры
парным мясом составила 13 ч, что соответствует
требованиям |[4], предъявляемым к
современным камерам интенсивного охлаждения мяса.
Приводим опытные данные,
характеризующие работу камеры интенсивного охлаждения
(длина подвесных путей L = 250 nor. м) при
нормативной ее загрузке полутушами мяса:
Вес полутуши, кг 81—87
Толщина бедренной части, см .... 20—24
Суммарная загрузка камеры парным
мясом, т 44,6—60,4
Температура, °С:
воздуха (начальная) в центре
камеры перед загрузкой ее
парным мясом —4,2ч—4,4
воздуха (конечная) в центре
камеры после окончания загрузки . . — 2 ч---j-2,2
кипения (средняя) аммиака в
приборах охлаждения —17,5ч—17,0
воздуха в верхней зоне камеры
(средняя за цикл охлаждения) . . —3,5ч—3,1
воздуха в нижней зоне камеры
(средняя за цикл охлаждения) . . —3,0ч—2,7
Время охлаждения опытной полутуши
мяса от 39 до 4°С в центре бедра, ч 13—14
Абсолютная величина естественной
убыли, кг 0,85—1,09
Относительная величина естественной
убыли, о/0 1,05—1,10
38

Как показывают приведенные данные,
средняя температура воздуха в верхней зоне
опытной камеры за цикл охлаждения
составила —3,5-i—3,1°С при перепаде температуры
по высоте 0,4-f-0,5°C. Равномерное
распределение температуры воздуха по
высоте камеры, интенсификация процесса
охлаждения бедренной части полутуши достигается
за счет подачи холодного воздуха сверху и
размещения межрядных батарей в верхней
зоне камеры.
В результате этого в опытной камере время
охлаждения бедра и лопатки различается
незначительно — на 2—3 ч.
В табл. 1 приведены результаты измерения
скорости движения воздуха в месте
расположения опытной полутуши мяса. Некоторое
снижение скорости движения воздуха в конце
процесса охлаждения происходит из-за
возрастания гидравлического сопротивления
воздухоохладителя вследствие образования снеговой
шубы. Принятая в камере система подачи
воздуха через щели (сопла) ложного потолка при
высококачественном изготовлении всех
элементов обеспечивает равномерное
распределение воздуха по подвесным путям.
Изменение величины коэффициентов
теплоотдачи в опытной камере в процессе
охлаждения мяса представлено на рис. 2.
Таблиц
36
32
28
2*
20
16
12
8
Ч
О
-V
-8
-12
-16
-20
kn.ft
?==
5SJ
^гЧ
*&?&
-а.
¦о——а о—f
?к==&==Ь=Ф
Z 3 ? 5 6 7 8 9 10 11 Г,</
Рис. 1. Изменение температуры в опытной камере
в процессе охлаждения мяса:
температуры: t0 — кипения аммиака в батареях;
^ц.б — в центре бедра опытной полутуши мяса;
^ц.л — в центре лопатки; tu.6 — поверхности бедра;
^п.л — поверхности лопатки; /ц.к — воздуха аз
центре камеры; tB — воздуха, выходящего из
сопла.
Место
измерения
скорости движения
воздуха
Сечение сопла
Зона бедра
Зона бедра
Центр камеры
Зона лопатки
1
J
К
я
о
н
U
(X
0
1100
1500
1500
300
Скорость
движения
воздуха,
Mj сек
.
О)
Я «
о к
о, я
ее
<о ?
ч &
СО в-
Т х*
Я
ее
5,0
1,8
1,4
0,4
0,3
о я
Си о)
С «=С
„, ?
Я е-
X X
О С
«
СО
03 U
4,7
1,6
1,2
0,4
0,3
Примечание
Расстояние указано
от подшивки
ложного потолка
То же
„
Расстояние указано
от уровня пола
То же
Некоторое колебание значения
коэффициента теплоотдачи конвекцией 12,0—13,5 ккал/
(м2-град) связано с небольшим изменением
скорости движения воздуха (см. табл. 1).
кал/(мг-ч-грас!)
8 т 12 хм
Рис. 2. Изменение величины коэффициентов
теплоотдачи в опытной камере в процессе
охлаждения мяса:
коэффициенты теплоотдачи за счет: аи —
испарения влаги с поверхности бедренной
части полутуши: aso — радиации
(опытное значение); aST — радиации при ф=1
(расчетное значение); ак.о —
конвекции (опытное значение); ак.т —
конвекции (расчетное значение, вычислено по
критериальному уравнению для шара); as —
суммарное значение коэффициентов
теплоотдачи в процессе охлаждения мяса в
опытной камере.

Опытное значение конвективной
составляющей согласуется с расчетным значением,
полученным из обобщенного критериального
уравнения для шара ![5]
Nu = 2 + 0,03 Pr0*33 Re0'54 + 0,35 Pr0'36 Re0'58.
Величина коэффициента теплоотдачи за счет
радиации вследствие уменьшения
температурного напора между поверхностью бедра и
поверхностью межрядной батареи от 30—33°С
в начале процесса охлаждения до 15—17°С в
конце снижалась от 3,4 до 2,6 ккал/(м2*чХ
Хград). Среднее значение этого коэффициента
по результатам проведенных испытаний
составило as = 2,9-^3,1 ккал/(м2 - ч - град).
В формулу для подсчета радиационной
составляющей теплообмена |[1] входит
коэффициент облученности или угловой коэффициент
Ф для системы «межрядная батарея —
бедро». Для довольно сложных систем, к числу
которых принадлежит и система «межрядная
батарея •— бедро», математическое
определение коэффициента облученности методом
двойного интегрирования или методом поточной
алгебры [6]. является затруднительным.
Поэтому для таких систем чаще всего
применяют экспериментальный метод определения
углового коэффициента, экспериментальное
значение которого с некоторыми допущениями
может быть подсчитано [3] по уравнению
<Роп = ^Ч C)
где Оу0 — величина коэффициента
теплоотдачи за счет радиации, найденная
опытным путем;
aw — величина этого же коэффициента,
полученная из расчетной формулы
[1] при ф = 1.
На рис. 2 график изменения а^ нанесен
пунктиром.
В зависимости от расположения полутуши
величина коэффициента облученности,
найденная из выражения C) для условий опытной
камеры, составила ф0п=0,70-5-0,85.
Коэффициент теплоотдачи за счет испарения
влаги с поверхности бедра был получен из
формулы
I* (^п.б— *в.з)
где AG — абсолютная величина естественной
убыли при охлаждении за период,
равный 1 ч, кг/ч;
г — удельная теплота
парообразования, ккал/кг;
F — поверхность бедренной части
полутуши, м2;
/п.б — температура поверхности
бедренной части полутуши;
tB3 — температура воздуха в зоне
бедра, °С.
Коэффициент теплоотдачи за счет испарения
изменялся в процессе охлаждения мяса в
зависимости от интенсивности массообмена,
определяемой условиями режима камеры.
Величина коэффициента теплоотдачи за счет
испарения влаги в течение первых 2—3 ч
процесса охлаждения составляет 2,4—1,4 ккал/
(м2-ч-град), а затем быстро понижается до
0,6—0,4 ккал/(м2 • ч • град).
Средняя величина этого коэффициента за
период охлаждения мяса в камере равна
1,3 ккал/(м2-ч-град).
Коэффициент радиационной активности
охлаждающих приборов, величина которого
определяется двучленом 1 + —, ОКаЗЫВа-
ет влияние [7] на величину естественной убыли
мяса: чем больше величина коэффициента, тем
меньше естественная убыль.
В опытной камере численное значение коэф-
2 9
фициента 1 -\ '— = 1,22, поэтому естест-
венная убыль мяса при охлаждении в камере
с межрядными приборами будет примерно на
20% меньше, чем в аналогичных камерах,
оборудованных воздушной системой
охлаждения.
Более ясное представление о роли
межрядных охлаждающих приборов при
интенсификации процесса охлаждения мяса дают
графики изменения удельных тепловых потоков
(рис. 3).
В связи с тем. что при охлаждении мяса в
камере с воздушно-радиационной системой
коэффициенты теплоотдачи за счет конвекции и
радиации колеблются в сравнительно узких
пределах, характер изменения qs и qK
идентичен характеру изменения температуры
поверхности бедренной части полутуши.
Сопоставление значений удельного теплового потока за
счет радиации с суммарным тепловым потоком
за счет конвекции, радиации и испарения
показывает, что радиационный тепловой поток
составляет от 25 до 30% суммарного теплового
потока и является существенным
интенсифицирующим фактором в процессе охлаждения
мяса в камерах, оборудованных межрядными
радиационными приборами охлаждения.
В результате проведения испытаний были
получены графики изменения скорости
естественной убыли мяса при охлаждении в опытной
камере (рис. 4).
Относительная величина естественной
убыли мяса в процессе охлаждения в камере с воз-
40

ц,ккал/(м2-ч)
?2,
ГО ГУ
Рис. 3. Изменение величины
удельных тепловых потоков в
процессе охлаждения опытных
лолутуш мяса в камере с
воздушно-радиационной системой:
удельные тепловые потоки за
счет: ди /—- испарения влаги с
поверхности бедра; qs —
радиации; qK — конвекции; qs —
суммарное значение теплового
потока.
и,г/ч
~ 80
пи
?,5
?
15
0,5
/и
60
50
~-Ч0
-30
-20
-10
\
\
\
\
\
V
V
ч
>
\1
<
^.
Г"—•
Г —5
^
U'f,ft) x 
I
Cnu=f2 (
^j—2
l.
zl
(
<
~^3
r—«
I ? ^
0 1 2' 3 4- 5 6 7
S 10 11 12 13 Т,ч
Рис. 4. Изменение скорости естественной убыли мяса
при охлаждении в опытной камере.
душно-радиационной системой составляла
g= 1,05ч-1,10% вместо 1,40%, как это
предусмотрено нормами для мяса первой категории.
Естественная убыль мяса при охлаждении
в камерах, оборудованных воздушной
системой охлаждения [4, 8], колеблется от 1,3 до
1,7%, что примерно на 20—30% больше, чем в
опытной камере, оборудованной по проекту
лтихп.
Опыты по охлаждению мяса [9] подтвердили
экспоненциальный характер связи между
скоростью испарения влаги с поверхности полу-
туши и временем. Дифференциальное
уравнение изменения скорости естественной убыли по
времени имеет вид
du ,
— = -т (и
ах &
и"),
E)
где тё
коэффициент пропорциональности,
называемый темпом испарения, \/ч\
и" — конечная скорость естественной
убыли, г/ч.
В результате интегрирования уравнения E)
получим
In (и — и") = — mgi + u\ F)
где и! — постоянная, называемая начальной
скоростью естественной убыли, г/ч.
В полулогарифмической системе координат
т, In и уравнение F) изображается в виде
прямой, а темп испарения тё является ее
угловым коэффициентом.
Н. А. Головкин [9] показал, что темпы
испарения и охлаждения связаны зависимостью
та
пг.
G)
Темп испарения, начальная и конечная
скорости естественной убыли (табл. 2) были
получены при обработке данных по естественной
убыли опытных полутуш в системе координат
т, In и (см. рис. 4), а темп охлаждения
вычислен из выражения G).
Таблица 2
Объект исследования
Полутуши весом
80—85 кг ... .
Четвертины весом
37—40 кг ... .
Темп испарения, \}ч
0,215
0,178
Скорость

естественной
убыли,
г\ч
начальная
190
80
конечная
16
7
Темп
охлаждения, \\ч
0,198
0,165
Величина
естественной
убыли, г
расчетная
880
410
фактическая
870 |
380
Абсолютная величина естественной убыли
мяса в процессе охлаждения может быть
найдена по формуле
—тт\
д0= «L(l_e
В табл. 3 приведены технико-экономические
показатели камер интенсивного охлаждения
мяса, конструкции которых разработаны для
условий Ленинградского мясокомбината.
41

Таблица 3
Тип камеры

Поверхность

охлаждающих
приборов,
м2
3 !
х а
О, ее Си
X
О
о=я
X 0>
et о)
со е-,
О S
СП е=С
Тепловая
нагрузка,
ккал\ч
X си
|=С си
со н
о к
О) ^
S «
га r
* Я
я|
со ><
3°
аз
н " со
О) О 5
е_> еэГ ?
« я к
га о
н cj
га га
со =С ,
А О -
Ч k ее
со Й о
е=С С Н
I^4
% Я
мена,
с
а
воз
Л
н -*
а У
О .
Я ее
«с.
1* ^
. 6 1
О) <
Ч ~
CD Св
емая
лятор
W Я
>=: н
VD Я
си си
Очса
о S
И су
и 2
О =
Мощн
ТрОДВ!
S <U 5*
Л 2 «
•я я У
lis
If"
s со Я
я е_| га
?°&
«SH
^я«
>» t- Ч
Опытная, интенсивного
охлаждения
Интенсивного
охлаждения, конструкции
ЛТИХП
Интенсивного
охлаждения, с
воздухоохладителями ВОП-112 . .
100
ПО
85
12—14
10-12
14—16
1,05—1,10
1,10
1,40—1,50
1240
680
400
700
1570
87000
70000
40000
70000
155000
6,5
5,3
6,0
15,6
12,0
11,3
0,156
0,120
0,130
385
400
330
85
80
160
10,0
20,4
40,8
Примечание. Строительная площадь камер всех типов 260 м2.
1,40
1,85
4,80
В камере интенсивного охлаждения ЛТИХП,
являющейся усовершенствованным вариантом
опытной камеры, громоздкие и металлоемкие
воздухоохладители, изготовленные на месте,
будут заменены на компактные типа ВОП-112,
а межрядные радиационные батареи
плавниковыми.
Камера интенсивного охлаждения
конструкции ЛТИХП по величине удельных затрат
металла @,120 т/г), съему охлажденного мяса со
строительной площади D00 кг/\(м2 • сутки) не
отличается от современных камер,
оборудованных воздухоохладителями. Естественная убыль
мяса A,10%) и удельные затраты
электроэнергии A,85 кет-ч/т) в камере с
воздушно-радиационной системой меньше, чем в камерах с
воздушной системой, что в конечном итоге
снижает стоимость охлаждения 1 т мяса в
среднем на 3 руб.
Выводы
В камере с воздушно-радиационной
системой интенсивного охлаждения мяса
использование радиационной составляющей
теплообмена позволило уменьшить на 25—30%
продолжительность термической обработки (по
сравнению с аналогичными условиями, для камер с
воздушной системой), а также естественную
убыль.
Первоначальные затраты на оборудование
камеры и в первую очередь затраты металла
на охлаждающие приборы сопоставимы с
затратами для современных камер,
оборудованных воздухоохладителями.
Двухлетний опыт эксплуатации опытной
камеры на Ленинградском мясокомбинате
подтвердил надежность и экономичность ее
работы.
ЛИТЕРАТУРА
\\. Г е р а с и м о в Н. А., Мал е в а н н ы й Б. Н.
Камеры с 'воздушно-радиационной системой
интенсивного охлаждения мяса. «Холодильная техника»,
1968, № 1.
2. Кондратьев Г. М. Регулярный тепловой
режим. Г01стехиздат, 1954.
3. Герасимов Н. А. Интенсификация камерных
мяооморозилюк. Госторшздат, 1956.
4. Шеффер А. П., Саатчан А. К. Быстрое
охлаждение мяса методом воздушного душирования.
ЦИНТИ пищевой промышленности, 1967.
5. Кутателадзе С. С, Бориша некий В. Н.
Справочник по теплопередаче, Госэнергоиздат, 1959.
6. Поляк Г. Л. Доклады Академии Наук СССР.
Т. 27, 1940.
7. Р ю т о в Д. Г. Влагообмен в камерах хранения
замороженных продуктов. «Холодильная техника», 1954,
№ 3.
8. Шеффер А. П., Саатчан А. К. Техника
и технология быстрого охлаждения мяса за рубежом.
ЦИНТИ иищевой промышленности, 1964.
9. Головкин Н. А., Чиж о в Г. Б. Холодильная
технология пищевых продуктов. Госторгиздат, 1963.
•>

ОБМЕН ОПЫТОМ
Применение соединительных муфт при изготовлении
холодильных агрегатов
В выпускаемых отечественных
холодильниках применяются компрессоры со
специальным вентилем на кожухе (наполнительный
штуцер), используемый для технологических
целей при изготовлении и ремонте
холодильного агрегата. Изготовление деталей вентиля
трудоемко.
Вакуумные ключи, с помощью которых
кожух компрессора присоединяется к
вакуум-насосам и заполнительным стендам,
конструктивно сложны, громоздки и не позволяют быстро
производить требуемые операции.
Многократное завинчивание и отвинчивание
запорной иглы вентиля в процессе
изготовления холодильного агрегата приводит к нагар-
товке рабочей поверхности иглы, что вызывает
утечку фреона.
В процессе изготовления холодильных
агрегатов для холодильника «Бирюса»
вентили и вакуумные ключи были заменены
специальными быстросъемными
соединительными муфтами. При этом вместо наполнительного
штуцера применяется наполнительная трубка,
припаиваемая одним концом через
переходной патрубок к крышке компрессора, а
другим — к одной из половин соединительной
муфты.
Применение быстросъемных муфт позволило
улучшить условия труда на ряде операций:
621.572
испытаниях на герметичность, первом и
втором вакуумировании, заполнении маслом и
фреоном, испытаниях холодильного агрегата
на инееобразование, а также снизить
себестоимость агрегатов, что дало заводу реальный
экономический эффект.
Муфта (рис. 1) состоит из левой и правой
полумуфт. Правые полумуфты
устанавливаются на наполнительные трубки каждого
компрессора. Левые — на гибкие шланги стендов
для пробы давлением, вакуум-насосов и
стендов для заполнения агрегата маслом и
фреоном. Перед проведением соответствующей
технологической операции левая полумуфта
надевается до упора на правую. Соединение
полумуфт фиксируется замком. По окончании
операции полумуфты разъединяются и их
клапаны захлопываются пружинами.
Правая полумуфта (рис. 2) состоит из
корпуса, штуцера и прижимной гайки. Внутри
корпуса имеется клапан. Он прижат к седлу
пружиной, опирающейся вторым концом на
ограничитель, определяющий натяг пружины. В
рабочем положении зеркало клапана А должно
находиться в плоскости торца Б корпуса.
Если зеркало клапана выступает за торец, зазор
между клапаном и седлом будет
недостаточным. При чрезмерном заглублении зеркала
клапана в торец возможна непроходимость
4Н—st-
3-
Рис. 1. Соединительная муфта в сборе с открытыми клапанами в левой (/) и
правой B) шолумуфтах.
43

Рис. 2. Правая полумуфта:
/ — алюминиевое кольцо; 2 — клапан; 3 — пружина
клапана; 4 — ограничитель; 5 — корпус правой
полумуфты; 6 — резиновое уплотнительное кольцо; 7 —
латунная букса; 8 — прижимная гайка; 9 — штуцер.
соединительной муфты, так как при
соединении левой и правой полумуфт клапан левой
полумуфты может не открыться, если с его
стороны действует избыточное давление.
Штуцер соединяется с корпусом посредством
резьбы. Для обеспечения герметичности этого
соединения предусмотрено алюминиевое
кольцо. Подбором толщины кольца регулируется
натяг пружины и обеспечивается при
соединении обеих полумуфт совпадение зеркала
клапана А с торцовой плоскостью Б.
Правая полумуфта закрепляется на
наполнительной трубке с помощью сальника,
обеспечивающего прочность и герметичность
соединения.
Надежность работы правой полумуфты
зависит от качества выполнения клапанной
системы и резинового уплотнения в штуцере,
особенно от точности изготовления и степени
чистоты наружных поверхностей корпуса,
которые входят в соединение с левой полумуфтой
и, кроме того, создают герметизацию
соединения, что необходимо при вакуумировании
холодильного агрегата.
7 8 9 10
Рис. 3. Левая полумуфта:
1 — штуцер для гибкого шланга; 2 — корпус
левой полумуфты; 3 — пробка-ограничитель; 4 —
пружина клапана; 5 — клапан; 6 — втулка; 7 —
резиновое уплотнительное кольцо; 8 — пружина
замка; 9 — шарики; 10 — стопорное кольцо.
Левая полумуфта (рис. 3) выполнена в виде
быстросменного патрона с клапанной
системой. Клапан прижимается к седлу корпуса
пружиной. Натяг пружины, обеспечивающий
совпадение в рабочем положении плоскостей
А и Б, регулируется резьбовой пробкой —
ограничителем с отверстиями для масла и
фреона.
Быстрое фиксирование левой и правой
полумуфт при их соединении осуществляется
расположенным в конусных отверстиях корпуса
левой полумуфты замком с шестью шариками.
При отводе втулки в левое крайнее положение
шарики выкатываются из отверстий в
расточку втулки, и левая полумуфта может быть
надета на правую. При отпускании втулки
пружина отводит ее в крайнее правое положение
до стопорного кольца. При этом шарики
утапливаются в отверстиях и западают в
кольцевую выточку правой полумуфты. Происходит
прочное соединение левой и правой полумуфт.
Герметичность соединения обеспечивается
резиновыми уплотнительными кольцами,
выполненными из маслостойкой резины.
Уплотнение осуществляется по наружной
цилиндрической поверхности правой
полумуфты. Размеры выполнены по ГОСТу 9833—61
применительно к неподвижным радиальным
соединениям.
Клапаны полумуфт, стыкуясь друг с другом,
отходят в свои рабочие положения, сжимая
пружины (см. рис. 1). Пружины следует
отрегулировать так, чтобы при контакте любого
экземпляра правой полумуфты, укрепленной
на кожухах компрессоров, с штатной левой
полумуфтой любого из стендов оба клапана
точно устанавливались своими зеркалами в
плоскости рабочих торцов корпусов.
Левая полумуфта соединяется со шлангом
при помощи штуцера (см. рис. 3).
С внедрением соединительных муфт в
технологическом процессе изготовления
холодильного агрегата появилась новая операция —
герметизация наполнительной трубки. Она
выполняется после прохождения холодильным
агрегатом испытаний на инееобразование.
Герметизация наполнительной трубки затруднена
тем, что система холодильного агрегата
находится под избыточным давлением. Для
осуществления герметизации вначале обжимают
наполнительную трубку на расстоянии 70—
80 мм от торца крышки компрессора,
отрезают конец трубки вместе с правой полумуфтой
и запаивают отверстия на конце трубки.
Две первые операции совмещены благодаря
применению специальной пневматической
скобы двойного действия. Скоба (рис. 4) состо-
44

j\ 85
ход ролиш
Рис 4. Пневматическая скоба для обжатия и отрезки наполнительной трубки
компрессора:
/ — шток; 2 — ролики; 3 — качающиеся рычаги; 4 — пуансон обжатия; 5 — пуансон
отрезки; 6 — пружина; 7 — кольцо.
ит из трех пневматических цилиндров
параллельного действия диаметром 80 мм. Гильзы
цилиндров, выполненные из алюминиевого
сплава, находятся в общем корпусе.
Поршни имеют ход 85 мм и соединены одним
штоком. На свободном конце штока в вилке
помещены четыре ролика. При движении
штока ролики передают усилие на два
качающихся рычага. Последние приводят в действие
пуансон обжатия и отрезной пуансон. При
открытом золотнике шток с роликами начнет
движение вправо. Профильные поверхности
рычагов, которых касаются ролики штока,
выполнены так, что сначала сработает
пуансон обжатия, а затем — отрезной пуансон
трубки. В начальное положение пуансоны
возвращаются пружиной. Ход пуансонов 14 мм.
Пневматическая скоба подвешивается на
пружинной подвеске за кольцо рядом с
подвесным конвейером, перемещающим испытанные
агрегаты.
Правые полумуфты вместе с отрезками
концов трубок укладывают в ячеистую тару и
отправляют на участок дефектации и
восстановления соединительных муфт, входящий в цепь
сборки холодильного агрегата. Такая
организация обеспечивает непрерывную
оборачиваемость используемых правых полумуфт и
регулярную их проверку на работоспособность.
Опыт применения соединительных муфт при
изготовлении холодильника «Бирюса» показал
их преимущество перед вакуумными ключами.
Л. Г. ЛУШНИКОВ, Н. Н. ФИЛИМОНОВ,
М. Е. МАЛИНОВСКИЙ
в

Установка для испытаний комплектующих изделий
компрессионных домашних холодильников
621.565.92
Для безотказной работы домашнего
компрессионного холодильника в пределах всего
срока службы A2—15 лет) необходимо
обеспечить высокое качество комплектующих
изделий.
Испытания циклической прочности
комплектующих изделий и проверка влияния
цикличности на выходные параметры
предусматриваются действующими ТУ. Но условия
испытаний не соответствуют эксплуатационным.
Так, типовые испытания компрессоров на
износоустойчивость трущихся пар зачастую
проводятся в воздушной среде, без
противодавления, с малым количеством циклов
произвольной длительности.
Система автоматического управления
работой холодильников, состоящая из пуско-защит-
ной аппаратуры (реле пусковое и токовое) и
терморегулятора, испытывается на
циклическую прочность только при типовых
испытаниях на заводе-изготовителе, причем
проверяется на стендах без воздействия тепловых
нагрузок и вибраций.
Периодический впуск воздуха в систему
упругого элемента терморегулятора и выпуск
его без температурного воздействия на
механизм приводят к резкому изменению давления
в системе и не выявляют дефекта «заедание
механизма». В результате при производстве и
эксплуатации холодильников обнаруживаются
многочисленные отказы терморегуляторов.
Электродвигатель компрессора на
циклическую прочность вообще не испытывается.
В процессе работ по повышению надежности
холодильников в Головном конструкторско-
технологическом бюро при Минском заводе
электрохолодильников разработана и
изготовлена установка 1 для циклических испытаний
комплектующих изделий компрессионных
холодильников.
Установка (см. рисунок) функционирует
два года. Она работает следующим образом.
Пакетным переключателем ПП1
устанавливается напряжение, необходимое для работы
испытываемых объектов: холодильного
агрегата с электродвигателем, компрессором,
конденсатором, испарителем и регулирующим
устройством; пуско-защитного реле РТП и тер-
1 В разработке и изготовлении установки, кроме
авторов статьи, принимали участие ст. >инж. отдела
главного механика завода И. М. Кошелевский и слесарь
лаборатории ГКТБ М. А. Войцехович.
морегулятора APT (возможна установка и
испытание любого другого терморегулятора
с упругим элементом).
Испытываемый терморегулятор APT замком
закрепляется на штоке так, чтобы
чувствительный элемент погружался в жидкостную
ванну и выходил из нее при
возвратно-поступательном движении штока. Клеммами
терморегулятор подключается к электрической цепи
установки.
После подачи напряжения питания
переключателем-предохранителем П2
(фиксируется сигнальной лампой Л1) включается
холодильная машина, понижающая температуру
жидкости в ванне. Заданная температура в
ванне поддерживается регулятором
температуры ТР-1 и выбирается в зависимости от
характеристики настройки терморегулятора и
режима его испытания.
По достижении в ванне заданной
температуры в общую электросхему установки
тумблером подключается электродвигатель.
Испытываемый терморегулятор (служит
одновременно датчиком циклов) устанавливается
в нижнем мертвом положении так, что его
чувствительный элемент погружен в ванну.
Поскольку контакты терморегулятора замкнуты,
испытываемый холодильный агрегат работает.
Через некоторое время под действием низкой
температуры, соответствующей температуре
настройки при выбранном режиме, контакты
терморегулятора размыкаются и отключают
реле Р1, РТП.
Нормально открытый контакт реле Р1 в
цепи реле Р4 замыкается. Так как контакт Б
конечного выключателя 5 замкнут, включается
электродвигатель механизма перемещения
ЭДП, который посредством кривошипно-ша-
тунного механизма поднимает терморегулятор
в верхнее мертвое положение. При этом
чувствительный элемент терморегулятора
оказывается в среде с плюсовыми температурами,
поддерживаемыми нагревателем. ЭДП
останавливается в результате разрыва контакта Б
упором б при перемещении штока вверх.
Если температура в зоне нагревателя
чрезмерно повысится и контакты терморегулятора
замкнутся в момент подъема последнего, то
кривошип пройдет свое мертвое верхнее
положение и остановится в нижнем.
После остановки терморегулятора в
верхнем положении за счет теплопритока от окру-
46

РЗ 1
[сэи-1
?l_
«
-
г-
5/7г^ ^^7#
Принципиальная схема установки:
7 — кривошип; 2 — шатун; 3 — шток; 4 — упоры а и б конечного выключателя; 5 —
контакты А и Б конечного выключателя; 6 — замок; 7 — чувствительный элемент
терморегулятора APT; 8 — теплоизолированная камера; 9 — жидкостная холодильная ванна; 10 —
испаритель, 11 — регулирующее устройство; 12 — конденсатор; 13 — компрессор; 14 —
электродвигатель; 15 — амперметр; 16 — вольтметр; 17 — холодильный агрегат с
электродвигателем; 18 — конденсатор; 19 — регулирующее устройство; 20 — испаритель;
21 — компрессор; ЭДП — электродвигатель; APT — испытываемый терморегулятор; ДТ —
датчик температуры; Я — нагреватель; ТР-1 —регулятор температуры; ПВ — пакетный
выключатель; П1 — предохранитель; П2 — переключатель-предохранитель; ЛАТР —
лабораторный автотрансформатор; БП-1 — БП-3 —блоки питания постоянным током; СЭИ-1 —
СЭИ-3 — электроимпульсные счетчики; Р1, РЗ, Р4 — промежуточные реле; Р2 — токовое
реле; РВ — реле времени; ПП1, ПП2 — пакетные переключатели; Л1, Л2 — сигнальные
лампы; Ш — штепсельная розетка; РТП —¦ пуско- защитное реле
жающеи среды повышается давление в
упругом элементе и замыкаются контакты, что
обеспечивает включение реле Р1 и РТП.
Нормально открытый контакт реле Р1 в
цепи СЭИ-1 отсчитывает циклы
терморегулятора. Второй нормально открытый контакт реле
Р1 в цепи РВ отсчитывает продолжительность
работы электродвигателя.
В цепи счетчика СЭИ-3 находится контакт
моторного реле времени РВ, выполненного на
базе электродвигателя ДСД-2 и зубчатой
передачи с соотношением 2:1. Выходной вал с
кулачком, вращаясь со скоростью 1 об/мин,
своим контактом в цепи СЭИ-3 подает
кратковременные импульсы каждую минуту.
Нормально открытый контакт токового
реле Р2 в цепи электросчетчика СЭИ-2 и
сигнальной лампы Л2 фиксирует запуск
электродвигателя. Нормально открытый контакт реле
Р1 в цепи реле РЗ замыкается и так как
контакт А конечного выключателя 5 замкнут,
включается реле РЗ, подключая своим
нормально открытым контактом ЭДП.
Кривошипно-шатунный механизм опускает
терморегулятор в нижнее положение. При
этом упор а размыкает контакт А, отключая
ЭДП.
Затем цикл повторяется.
Длительность цикла выбирается с таким
расчетом, чтобы обеспечить поступление фреона
в испаритель B0—25 сек от начала
включения двигателя) и максимально выровнять
давление в системе при остановке компрессора
для нормального запуска электродвигателя
47

B5—30 сек). Такая длительность цикла
достигается уставкой регулятора температуры
ТР-1 и датчика температуры ДТ, а также
глубиной погружения чувствительного элемента
терморегулятора APT.
Действительная длительность рабочей части
цикла, наблюдаемая в процессе эксплуатации
установки, соответствует 30±5 сек, а
нерабочей — 40±5 сек при температуре жидкости в
ванне —19±ГС, температуре воздуха в зоне
нагревателя 24±4°С, установке
терморегулятора с глубиной погружения его
чувствительного элемента 90 мм.
Таким образом, длительность цикла
составляет 1 мин 10 сек. Суммарное время
опускания и подъема терморегулятора 6 сек.
*
НОВЫЕ КНИГИ
Дженеев С. Ю. Хранение фруктов и
овощей в совхозах и к о л х оз а х. Изд-во «Колос».
15 л. 25000 экз. Цена 70 коп. (III квартал).
Обобщен производственный опыт и опыт научных
учреждений Крыма по длительному хранению фруктов,
винограда и овощей на холодильниках совхозов и
колхозов.
Книга предназначена для работников колхозов,
совхозов и заготовительных организаций.
Мохач М., Томчани П. Переги Ш. Уборка,
товарная обработка и хранение плодов.
Перевод с венгерского, Будапешт 1963. Изд-во «Колос»,
22 л. Цена 1 р. 70 коп. (III квартал).
Освещены современные достижения венгерского
садоводства по механизации и организации технологии
сборки, товарной обработки и хранения плодов.
Рассматриваются механизированные способы уборки
и сортировки плодов, организация работ по их упаковке
и транспортировке, технологические принципы хранения.
Описаны различные типы плодохранилищ, применяемые
технологические схемы и машины.
Книга рассчитана на работников заготовительных
организаций и агрономов.
Наместников А. Ф. Хранение и переработка
овощей, плодов и ягод. Изд-во «Высшая
школа», 14 л., 35000 экз. Цена 52 коп. (IV квартал).
Освещены биохимические процессы, происходящие в
овощах и плодах после уборки, а также оптимальные
условия их хранения — температура и влажность
воздуха, состав атмосферы. Уделено большое внимание
типам хранилищ и их оборудованию, санитарной
обработке и содержанию хранилищ, а также режиму хранения
различных плодов, ягод, овошей и картофеля. Освещены
На описываемой установке можно
испытывать на циклическую прочность тепловую
защиту реле. Количество циклов по ТУ
соответствует 5000. В этом случае в цепь РТП (или
реле другого типа) подключается двигатель,
работающий на двух обмотках (либо его
эквивалент). Кроме того, испытание тепловой
защиты можно осуществить подбором
длительностей рабочей и нерабочей частей циклов.
Поскольку счетчик СЭИ-1 показывает
количество срабатываний терморегулятора, а
СЭИ-2 — количество включений
электродвигателя, то разница в их показаниях
соответствует срабатыванию тепловой защиты.
А. Д. МАЛЯРЧИКОВ, В. Г. УСЕНКО — Минский
завод электрохолодильников
способы консервирования плодов и овощей, в частности
способ замораживания.
Книга предназначена в качестве учебного пособия
для учащихся сельских профессионально-технические
училищ.
Холодильная техника и технология.
Республиканский межведомственный
научно-технический сборник. Вып. 6—8. Изд-во «Техника»,
УССР, 20 л., 2000 экз. Цена 90 коп. (II—IV кварталы).
Приведены материалы об исследованиях в области
умеренного и глубокого охлаждения, кондиционирования
воздуха, применения холода в пищевой и других
отраслях промышленности. Большое внимание уделено
исследованию и внедрению новых охлаждающих систем,
теплообменных аппаратов, изоляционных материалов и
конструкций, полупроводниковых устройств, изучению
теплофизических свойств холодильных агентов и их
смесей, технологии холодильной обработки пищевых
продуктов и их хранению.
Сборники рассчитаны на научных и
инженерно-технических работников, преподавателей и студентов вузов.
Валейко В. П. Использование
холодильных емкостей в консервной
промышленности Молдавии. Изд-во «Картя Молдовеняска»,
4 л., 3000 экз. Цена 14 коп. (I квартал).
На конкретных примерах рассказывается о
рациональном использовании производственных мощностей
консервных заводов и об одном из путей смягчения
сезонности в консервной промышленности Молдавии —
внедрении холодильных емкостей на консервных
предприятиях.
Брошюра рассчитана на работников консервной
промышленности.
•

КОНСУЛЬТАЦИЯ
Вопросы и ответы
Можно ли располагать машинные и
аппаратные отделения аммиачных холодильных
установок в подвальных помещениях?
Машинные отделения аммиачных
холодильных установок группы А (одноступенчатые
компрессоры общей холодопроизводитель-
ностью более 100 тыс. ном. ккал/ч, а также
двухступенчатые компрессоры) должны
размещаться только на первом этаже, иметь два
выхода, максимально удаленные друг от друга
(один непосредственно наружу).
Машинные отделения крупных холодильных
установок с оппозитными компрессорами или
турбокомпрессорами, имеющими сложные
коммуникации с нижней разводкой, допускается
размещать на втором этаже при условии
обеспечения этого этажа не менее чем двумя
эвакуационными выходами непосредственно
наружу.
Аппаратное отделение может быть
расположено на любом этаже здания и в подвале, при
этом, кроме выхода в машинное отделение,
должен быть предусмотрен запасной выход
непосредственно наружу.
Машинное отделение аммиачных
холодильных установок группы Б (общая холодопроиз-
водительность одноступенчатых компрессоров
до 100 тыс. ном. ккал/ч включительно) может
быть размещено на первом этаже и в подвале.
Могут ли электрораспределительные
устройства и трансформаторные подстанции
размещаться в помещениях машинных и аппаратных
отделений аммиачных холодильных установок?
Не могут. При их размещении и выборе
ограждающих конструкций необходимо
руководствоваться Правилами устройства
электроустановок (ПУЭ).
Где должны быть размещены центральные
командные пункты сигнализации, управления
и регулирования аммиачной холодильной
установки?
Эти устройства должны размещаться в
помещении главного щита автоматики, смежном
с машинным и аппаратным отделениями и
оборудованном в соответствии с Правилами
устройства электроустановок (ПУЭ).
Должна ли теплоизоляция стен и
перекрытий вновь строящихся холодильников
разделяться противопожарными поясами?
Теплоизоляция стен и перекрытий должна
разделяться на отсеки противопожарными
поясами из несгораемых материалов (ячеистый
бетон и др.). Площадь одного отсека не
должна превышать 500 м2 для сгораемых
материалов (торфоплиты и др.) и 1000 м2 для
трудносгораемых материалов (минеральная
пробка и др.).
И. С. БАДЫЛЬКЕС, И. М. ГИНДЛИН — ВНИХИ
*
Новые изобретения
Класс 36 d, 1/02 МПК F24f
№ 191763 (945571/29-14 от 1 марта 1965 г.)
Е. Е. КАРПИС. Установка для кондиционирования
воздуха.
Установка для кондиционирования воздуха,
включающая двухступенчатую оросительную форсуночную
камеру с поддоном, соединенным с артезианской
скважиной, и калорифер, выполненный в виде
полупроводникового теплового насоса, отличающаяся тем, что
с целью повышения экономичности установки путем
вторичного использования артезианской воды в качестве
источника тепла низкого потенциала для
полупроводникового теплового насоса, последний соединен
трубопроводом с поддоном камеры орошения.
/ — тепловой насос; 2 — поддон; 3 —
ния; 4 — трубопровод,
камера ороше-
49

Классы 17 с, 2/01; 17 с, 4/04; 17 с, 4/10
MnKF25d; F25d; F25d
№ 190921 A039231/28-13 от 25 ноября 1965 г.)
Авторы изобретения Е. Д. АФАНАСЬЕВ, П. 3.
ГУБЕР, Б. П. ДОМБРОВСКИЙ, Л. П. МЕДОВ и
М. И. ПЕРЕЛЬБЕРГ
Заявитель Кишиневский завод
«Электрохолодильник»
Магнитный замок
Магнитный замок, например, для домашнего
холодильника, состоящий из металлической пластины и
магнита с амортизационной прокладкой, размещенных
в гнезде, отличающийся тем, что с целью обеспечения
U ^
1 — магнит; 2 —s пластина;
3 — гнездо магнита; 4 —¦
хвостовик с шарообразной
головкой.
ориентации магнита относительно пластины и
повышения таким путем надежности закрывания его магнит
свободно размещен в гнезде, а его грань, обращенная
внутрь последнего, снабжена хвостовиком с
шарообразной головкой, причем гнездо выполнено с отверстием,
через которое пропущен хвостовик.
Класс 17 с, 4/01 МПК F25d
№ 192228 (918054/28-13 от 21 августа 1964 г.)
АЛОИС РУДЛОФ и ЗИГФРИД ШМИДТ
(Германская Демократическая Республика). Загрузочно-разгру-
зочное устройство к плиточным морозильным аппаратам.
Загрузочно-разгрузочное устройство к плиточным
морозильным аппаратам, снабженным кассетами для
блоков продуктов, содержащее толкатель для пустых
кассет и транспортер для отвода мороженых блоков,
отличающееся тем, что с целью возможности
осуществления загрузки и разгрузки кассет одновременно, оно
снабжено захватом для кассет с морожеными блоками,
толкателем для извлечения мороженых блоков из
кассет, кареткой, приводимой в периодическое движение,
и направляющими для этой каретки, причем захват и
оба толкателя смонтированы на каретке и сблокирова-.
ны приводом таким образом, что захват и толкатель
для пустых кассет могут выполнять движение
одновременно и в одних и тех же направлениях, а толкатель
для блоков может срабатывать при их движении,
обеспечивающем выстой кассет.
60
/ — морозильные аппараты; 2 — кассеты; 3 (—¦
толкатель для пустых кассет и захват для кассет с
морожеными блоками; 4 — транспортер для отвода
блоков; 5 — толкатель для извлечения мороженых
блоков; 6 — каретка; 7 — направляющие.
Класс 17 а, 5 МПК F25b
№ 192227 A013396/24-6 от 14 июня 1965 г.)
Ю. В. АНТОНОВ, М. Е. МАУЭРМАН, П. С. ПОПОВ
и С. П. ФРИДШТАНД
Вихревая труба
1. Вихревая труба для разделения горячего и
холодного потоков газа, содержащая камеру с соплом для
ввода сжатого газа и диафрагму, отличающаяся тем,
/ — камера;
2 — сопло;
3 — диафрагма;
4 — кассета.

что с целью увеличения холодопроизводительности
стенки камеры выполнены из теплоизоляционного
материала.
2. Труба по п. 1, отличающаяся тем, что сопло и
диафрагма заключены в съемную кассету, плотно
прилегающую к стенкам камеры.
Класс 17 f 12/02 МПК F25h
№ 192230 A027822/23-26 от 14 сентября 1965 г.)
Авторы изобретения Г. А. БЛИНОВ и М. А. ТИМО-
ШЕНКОВ
Заявитель Институт ядерной физики Сибирского
отделения АН СССР
Терморегулирующий вентиль для подачи
холодильного агента
1. Терморегулирующий вентиль для подачи
холодильного агента, содержащий терморегулятор с
конденсационным датчиком температуры, подпружиненный
клапан и элементы передачи движения от
терморегулятора к подпружиненному клапану, отличающийся
тем, что с целью снижения инерционности вентиля
терморегулятор выполнен в виде мембранного узла,
состоящего из корпуса и приваренной к нему мембраны.
лопроводностью и смонтированным в тонкостенной
металлической трубке.
Класс 53 с, 3/01
МПК А 23 1
/ — корпус; 2 — мембрана; 3 —
эластичная мембрана; 4 — толкатель; 5—
трубка.
2. Вентиль по п. 1, отличающийся тем, что с целью
надежной герметизации и тепловой изоляции в вентиле
элементов передачи движения от терморегулятора к
подпружиненному клапану между терморегулятором и
клапаном вне зоны соприкосновения с низкой
температурой установлена эластичная мембрана, связанная с
толкателем, выполненным из материала с низкой теп-
№ 191338(886882/128-13 от 9 марта 1964 г.).
К. С. РУБИНОВИЧ и В. Н. ЛОПАТКОВ.
Устройство для дефростации блоков мороженой рыбы.
Устройство для дефростации блоков мороженой
рыбы, содержащее загрузочное приспособление, ванны с
откидными крышками и днищами, приводимыми
посредством рычажных систем и копиров, расположенные
внутри ванн электроды, диэлектрические прокладки и
щупы, управляющие подачей тока, систему подачи
воды, лоток для отвода рыбы и воды, отличающееся тем,
что с целью повышения производительности и большей
компактности устройства ванны смонтированы на
карусели, система подачи воды представляет собой
расположенный соосно карусели и вращающийся вместе с ней
коллектор с разводящими трубками и автоматически
действующими кранами, а загрузочное .приспособление
выполнено в виде магазина для блоков и периодически
действующих посредством щупов толкателя и фиксатора.
Класс 17 а, 4/03 МПК F 25 b
№ 192831 A044540/24-6 от 25 декабря 1965 г.)
Авторы изобретения А. Д. МАЛЯРЧИКОВ, И. М. КО-
ШЕЛЕВСКИЙ, В. Г. УСЕНКО и М. А. ВОИЦЕХОВИЧ
Заявитель Минский завод электрохолодильников
Установка для испытаний комплектующих изделий
компрессионных домашних холодильников
1. Установка для испытаний комплектующих изделий
компрессионных домашних холодильников, например
терморегуляторов, пуско-защитных реле, содержащая
теплоизолированную заполненную антифризом емкость
с размещенным в ней чувствительным элементом
терморегулятора и холодильный агрегат для поддержания в
емкости заданной температуры, отличающаяся тем, что
с целью проведения испытаний в условиях, близких к
эксплуатационным, терморегулятор включен в
электрическую схему испытуемого холодильного агрегата с тем,
чтобы по температуре антифриза давать импульс на
включение и выключение пуско-защитного реле
электродвигателя и компрессора.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что с целью
автоматического ввода и вывода из емкости
чувствительного элемента на входе в емкость установлен
механизм возвратно-поступательного перемещения.
Класс 17 а, 5
МПК F 25 b
№ 192832 (923436/24-6 от 14 сентября 1964 г.)
А. В. МАРТЫНОВ. Охлаждаемая вихревая труба
Охлаждаемая вихревая труба, содержащая камеру с
тангенциальным сопловым вводом сжатого газа,
дроссельный вентиль, расположенный на горячем конце
трубы, и диафрагму для отбора холодного потока,
отличающаяся тем, что с целью увеличения
холодопроизводительности при закрытом дроссельном вентиле труба
имеет внешний циркуляционный контур, соединяющий
горячий конец трубы с ее центральной частью в зоне
наименьшего давления с тем, чтобы вместе с основным
холодным потоком отбирать охлажденный газ горячего
потока.
51

В Международном институте
ПЛЕНАРНЫЕ ЗАСЕДАНИЯ
КОНГРЕССА
Во время работы конгресса состоялись три
пленарных заседания, на которых были заслушаны восемь
обзорных докладов по актуальным вопросам холодильной
техники, представляющим интерес для всех участников
конгресса.
1-е заседание
Заседание было открыто докладом Н. Курти (Кла-
рендонская лаборатория, Оксфорд, Англия) «Н и з к и е
температуры в производстве и передаче
электрической энергии». Докладчик указал на
необходимость .по возможности избегать в
промышленной практике необратимые процессы, приводящие к
большим потерям вследствие превращения в тепло
химической, механической и электрической энергии, В
производстве и передаче электрической энергии
наибольшую деградацию энергии вызывает джоулево
тепло. Наиболее эффективным путем к его снижению
является применение (металлов с высокой
электропроводностью — меди и алюминия высокой чистоты.
Применение этих металлов при обычных
температурах дает небольшой выигрыш в электропроводности, но
понижение температуры позволяет увеличить их
электропроводность в несколько тысяч раз. Более того,
недавно были получены сверхпроводящие материалы,
выдерживающие высокие плотности тока без омических
потерь. Причина того, что крупные электростанции до
сих пор не эксплуатируются при низких температурах,
заключается в отсутствии холодильных установок
высокой эффективности и малой стоимости. Наступило
время для анализа экономики и практической
целесообразности эксплуатации генераторов, трансформаторов,
линий передачи и другого оборудования при температурах
ниже окружающей.
П. Глезер (фирма «Артур Д. Литтл», США) в
докладе «Теплоизоляционные материалы в
криогенной технике» дал обзор современного
состояния проблемы теплоизоляции для очень низких
температур, с которыми связаны производство,
транспортировка и хранение 'сжиженных газов, а также
работа некоторых электронных установок и другого
оборудования.
В ряде отраслей промышленности появление новых
изоляционных материалов часто влечет за собой
внедрение новых процессов и оборудования, что приводит
к общему прогрессу в технологии производства. Ярким
примером может служить развитие криогенной
индустрии за последние десять лет.
Благодаря использованию эффективных
теплоизоляционных материалов стало возможным в огромных
масштабах производство сжиженных при очень низких
температурах газов (метан, кислород, азот, водород и
гелий).
Повышение эффективности вакуумированной
порошковой изоляции, пено- и фиброматериалов, а также
внедрение многослойных изоляционных материалов для
криогенной техники позволяет расширить области их
применения.
холода
XII МЕЖДУНАРОДНОГО
ПО ХОЛОДУ
В докладе освещены следующие основные вопросы,
связанные с применением теплоизоляции для глубокого
холода:
— механизм теплопередачи посредством
теплопроводности (для газов, твердых тел) и теплоизлучения;
техника измерения теплопроводности изоляционных
материалов; исследование изоляции в условиях
эксплуатации;
— виды теплоизоляции для криогенной техники, в
том числе порошковые, фибровые, пеноматериалы, мно- {
гослойная изоляция;
—. конструктивные элементы для крепления
изоляции, влияние мостиков холода в изоляции, пароизо-
ляция, защитные ограждения, адгезивные материалы и
методика вакуумирования и удаления газов;
— практические примеры применения теплоизоляции
для глубокого холода, включая элементы электронного
оборудования, транспортные сосуды для жидкого
водорода и резервуары для жидкого гелия.
Ф. Маттароло (Институт технической физики и
Научно-исследовательский центр по применению холода,
Падуя, Италия) в докладе «Новые
теплоизоляционные материалы и современная
техника выполнения изоляционных работ»
осветил теорию теплопроводности пено- и
фиброматериалов, вопросы улучшения их свойств и технологии
производства (в особенности твердых пен), применения
их для домашних холодильников и холодильных
установок в промышленности и торговле, пароизоляции
ограждений, изоляции полов, дверей и транспортных
холодильных установок, а также выбора экономичной
толщины изоляции.
Значительное внимание уделено технологи!/
производства, результатам испытаний и физическим
свойствам полиуретана, который благодаря таким качествам,
как низкая теплопроводность, возможность выполнения
изоляции на месте, незначительное ухудшение
изолирующих свойств при старении, все более широко
применяется для низкотемпературных установок.
Приведены данные и по другим видам органических
пеноматериалов, в частности по пенополивинилу,
получившему в разных странах различные наименования:
кадорит, клегецел, виницел, пластицел и др.
Этот материал имеет не только малый объемный вес
B5—40 кг/м3) и низкий коэффициент теплопроводности
@,030—0,032 вт]\м- град) при 0°С), но и малый
коэффициент диффузии водяных паров, поэтому пенополи-
винил иногда применяют без пароизоляционного слоя.
Пенополивинил не воспламеняется, не поглощает и не
выделяет запахов, обладает хорошим сопротивлением
сжатию B—4 кг/см2).
Перспективны для применения в качестве
теплоизоляционных материалов фенольные пены с объемным
весом 14—i25 кг/м3 (в исключительных случаях до
60 кг/м3), сопротивлением сжатию 0,2—1 кг/см2,
коэффициентом теплопроводности 0,03 вт/(м-град) при 20°С
и у=25 кг/м3, невоспламеняющиеся или
самозатухающие, с малым размером ячеек (большей
частью открытых). Применяются для температур до
52

160—il60°C. Могут найти применение для
низкотемпературных установок благодаря невоспламеняемости и
низкой стоимости.
Пенокаучук изготовляют твердым и мягким. Один
и>з твердых видов его — пеноэбонит с азотом в качестве
газоналолнителя. Этот материал изготовляют из
каучука, процесс вулканизации которого происходит при
высоком содержании серы.
Пеноэбонит — материал с хорошими механическими
и тепловыми свойствами (>v=0,030 вт/(м-град), у =
= 65 кг/м3, crc>K = 2,8-f-3,'2 кг/см2), однако применяется
редко.
Мягкий пенокаучук называется ультрапена, рубо-
текс, армафлекс и т. д. Газонаполнителем в нем служит
также азот. Пенокаучук удобен для изоляции
трубопроводов. Свойства его: А=0,039 вт/(м- град), 7=112 кг/м3.
Применяется в диапазоне температур —50-f--H05°C.
Пеностекло отличается хорошим сопротивлением
сжатию G—10 кг/см2), абсолютной паронеяроницаемостью,
негорючестью.
При 0°С коэффициент теплопроводности пеностекла
около 0,05 вт/(м- град). Область применения —260-^ +
+430°С. В конструкциях перегородок и перекрытий мо-
|Жет применяться без особых креплений и защиты.
Г Очень важное значение в изоляционных
конструкциях имеет пароизолирующий слой, защищающий
теплоизоляцию от увлажнения. Паронепроницаемый экран
обычно выполняется нанесением на ограждающую
поверхность пластичных материалов (лаки, битумные
эмульсии, мастика, гудрон). Возможно включение паро-
изолирующего слоя в структуру самого изоляционного
материала (алюминиевая фольга, нейлон, стекло и др.).
Пароизоляция должна быть непрерывной^
эластичной, иметь коэффициент проницаемости менее
кг
5- 10~9 / кгс\
В изготовлении изоляции домашних холодильников
отмечаются две тенденции: отливка изоляционного
ограждения из пенополистирола целиком в формах;
заполнение пенополиуретаном полого корпуса
холодильника. Расширяясь, пенополиуретан (с газонаполнителем
фреоном-ill) хорошо заполняет полый объем (все углы
и выступы), приобретая при этом монолитную
структуру, а также хорошие механические и теплоизолирующие
свойства.
Основным элементом современной техники изоляции
становится изолированная панель типа «сэндвич»,
широко применяемая в холодильных шкафах, сборных
камерах, транспортных установках, а также при
строительстве крупных холодильников. Панель имеет
металлическую или пластмассовую обшивку с находящейся внутри
нее изоляцией из прочного пеноматериала.
Соединение панелей выполняется различными
способами, обеспечивающими механическую прочность и
отсутствие тепловых мостиков.
На рис. 1 показан пример стыковки панелей с
использованием мягкого прокладочного пеноматериала.
Панели можно стыковать и под углом. Конструкция
самонесущая и не требует внутреннего или наружного
металлокаркаса. Она одинакова для пола, лерегородок
и потолка.
На рис. 2 представлен пример стыковки панелей с
открытыми торцовыми сторонами. Вся длина стыка
закрывается двумя металлическими профильными
пластинами, соединяемыми винтами с помощью
цилиндрических вкладышей из дерева или прочной пластмассы.
Стык заполняется пенополиуретаном на месте.
Изолированные панели можно крепить к металлокар-
касу (см. рис. 2) или к кирличной стене (рис. 3), что
дает возможность строить большие камеры одноэтажных
,,,,,,,, ,.,,,._
i!i
гп
Ар
Рис. 1. Стыковка панелей с использованием мягкого
прокладочного материала.
Рис. 2. Стыковка панелей с
открытыми торцовыми сторонами.
холодильников и устраивать перегородки между ними.
Совершенствуются и ограждающие изоляционные
конструкции транспортных холодильных установок.
Наиболее современной конструкцией изолированных
кузо;вов авторефрижераторов следует считать
самонесущую бескаркасную конструкцию, выполняемую из
панелей «сэндвич». Панели изолируют леноматериалами
(поливинил, полиуретан, полистирол). При этом
достигается снижение веса по сра;внению с ранее
применявшимися конструкциями почти на 50%. При толщине изоляции
80—1100 мм коэффициент теплопередачи & = 0,|22-н
—10,23 вт/\(м2-град).
S3

Рис. 3. Крепление панели к кирпичной стене.
2-е заседание
Д. П. Верре (Отдел исследований и новой техники
фирмы «Газ де Франс», Париж) в докладе «Холод и
газовая промышленность» дал обзор
современного состояния применения холода в газовой
промышленности, возрождение которой после второй
мировой войны и быстрое развитие в последние годы
связано с достижениями криогенной науки и техники.
С началом промышленного производства сжиженного
природного газа стали осуществляться в широких
масштабах морские перевозки его из районов
месторождений в потребляющие центры Англии, Франции, США,
Японии ,и других стран.
Низкотемпературный холод применяется также при
морских перевозках сжиженных нефтяных газов
(пропан, бутан), строительстве и эксплуатации больших
хранилищ сжиженного газа, служащих для покрытия
пиковых расходов его зимой, в производстве азота, гелия
и других газов на базе природного газа.
В настоящее время природный газ занимает одно из
важнейших мест среди первичных источников энергии,
потребляемой человеком: в США, например, газ
обеспечивает 30%, уголь 22%, гидроэнергия 4% потребности.
Один из заводов то производству сжиженного
природного газа для Англии и Франции находится
в Арзеве (близ Орана), б 500 км от крупного
месторождения газа в Сахаре. Мощность завода
2,3 млн. м3 сжиженного газа в год, 2/3 его
экспортируется в Англию и поступает в хранилище емкостью
45 тыс. м3 в Конвей-Айленд (устье Темзы). После ре-
газификации природный газ направляется по газовым
магистралям в Манчестер, Шеффилд и Лидс. Еще
Уз G70 тыс. м3 в год, или 330 тыс. т в год)
производимого газа поставляется во Францию, в порт Гавр,
откуда после регазификации направляется в Париж по
газопроводам протяженностью 188 км.
На заводе в Арзеве природный газ после полной
очистки от углекислого газа и паров воды сжижают с
помощью классического каскадного цикла. Процесс
сжижения осуществляют в трех идентичных линиях, в них
газ поступает с давлением 40 ата.
Вначале газ охлаждают до —35°С в пропановом
испарителе, затем сжижают в этиленовом испарителе,
после чего переохлаждают за счет испарения метана.
Переохлажденный сжиженный газ дросселируют
последовательно с 37 до 2,7 и 0,6 ата и с помощью
центробежного насоса подают в хранилище.
На сжатие паров холодильных агентов
потребляются следующие мощности (в кет): для пропанового
цикла — 11650, этиленового — 8600, метанового — 3500.
Пропан, метан и частично этилен получают на месте |
из природного газа. '
На заводе в Арзеве сооружено газохранилище
емкостью 71 тыс. м3, состоящее из трех металлических
резервуаров по 11 тыс. м3 и одного 38 тыс. м3.
Последний представляет собой цилиндр диаметром 37 м, высо^-
той 36 м, врытый в предварительно замороженный
грунт.
Первая в США промышленная установка для
сжижения природного газа была построена в Кливленде.
В настоящее время в США имеется ряд установок для
сжижения, хранения и регазификации, из которых
наиболее крупная находится в Хакенсэк Медоус (штат Ныо
Джерси).
Большие масштабы производства являются первым
условием повышения экономичности заводов
сжиженного природного газа. Завод в Арзеве мощностью
3000 т/сутки считается теперь уже небольшим
предприятием, так как в настоящее время речь идет о
заводах, в 5—6 раз более мощных.
Значительный прогресс достигнут в производстве
оборудования и аппаратуры для газовых заводов.
Если несколько лет тому назад для перекачки
сжиженных газов выпускались насосы производительностью
4—5 м3/ч, то теперь французские фирмы поставляют
насосы мощностью 425 м3/ч, погружного типа, с
электродвигателями, работающими при температуре
окружающей среды —160°С.
В настоящее время разрабатываются проекты и
ведется строительство ряда усовершенствованных заводов
для производства сжиженных газов.
Строится завод в Мерс эль Брега (Ливия). Он будет
поставлять продукцию в Италию и Испанию четырьмя
метановозами емкостью по 42 тыс. м3.
На Аляске заканчивается строительство крупного
завода, предназначенного для снабжения сжиженным
газом Японии. Производительность завода 1,6 млрд. Нмэ
природного газа в год. Сжиженный газ будет
перевозиться двумя метановозами емкостью по 71 тыс. м3.
За последние годы совершенствовалось оборудование
морских метановозов, береговых газохранилищ и рега-
зификацйонных установок, иопользующих тепло морской
воды для испарения сжиженного газа.
Сжиженный природный газ перевозится
метановозами в цистернах из алюминиево-магниевого сплава или
никелевой стали (9% Ni) с очень низким содержанием
углерода. Цистерны изолированы перлитом. Метаново-
зы вмещают 11—12 тыс. т сжиженного газа.
На 1 января 1966 г. в эксплуатации находились 130
54

с>дов. общей емкостью 520 тыс. м? для перевозки
сжиженных нефтяных газов, в основном пропана и бутана.
На 39 судах общей емкостью 100 тыс. л*3 установлены
полуохлаждаемые резервуары низкого давления; 27
судов общей вместимостью более 300 тыс. м3 оборудованы
цистернами с полным охлаждением, благодаря чему в
них можно поддерживать атмосферное давление. Самые
крупные пропановозы емкостью 46 тыс. м3 с
охлаждаемыми резервуарами построены в Японии.
Все более широко применяется холод для обработки
газов: очистки природного газа от повышенного
содержания азота, получения из него гелия, содержащегося
в исходном газе в количестве 0,05%.
В 1968 г. Франция станет первым в Европе
производителем гелия. Установка, которая будет пущена в
эксплуатацию, даст 250 тыс. Нм3/год, что составляет
полную потребность Франции в гелии в 1965г.
Газовые кондиционеры для ресторанов, зрелищных
залов и пр., позволяющие выравнивать потребление газа
в летние месяцы, находят применение в США и во
Франции.
А. Дж. Бардун (факультет химии и металлургии
университета в Сиракузе, США) в докладе «О п р е с-
н е н и е морской воды вымораживанием»
сообщил о различных способах применения холода для
вымораживания воды, конструкциях аппаратуры и
экономичности .процессов опреснения воды.
Последние 10 лет в США, Израиле и Японии
проводились исследовательские работы по опреснению воды.
В этих странах построены опытные установки
производительностью 40—1000 м3/сутки, опресняющие морскую
воду методом вымораживания.
Процесс опреснения воды начинается в
теплообменнике, в котором морская вода охлаждается отходящей
холодной опресненной водой. Вымораживаемая вода
кристаллизуется в виде льда или гидрата. Тепло при
этом отводится посредством прямого контакта с
испаряющимся холодильным агентом. Затем осуществляется
сепарация соленой воды (рассол) из массы мелких
ледяных кристаллов, таяние последних и получение
пресной воды.
Преимущества этого процесса — слабая коррозия
аппаратуры и трубопроводов, отсутствие загрязнений
в системе и небольшая поверхность теплообмена.
Установка не потребляет тепла, для ее работы
затрачивается только механическая энергия.
В процессе образования ледяных кристаллов вода
используется в качестве холодильного агента, кипящего
при вакууме (давление 3 мм рт. ст.).
Сжатый водяной пар конденсируется на поверхности
льда. Возможна также абсорбция водяного пара
раствором бромистого лития.
Тепло конденсации может быть отведено и путем
непосредственного . контакта с неемесимым холодильным
агентом, например бутаном. Процесс этот может
происходить при атмосферном давлении, что позволяет
упростить конструкцию компрессора. Однако наличие
бутана приводит и к ряду усложнений в установке.
Опреснение воды с "применением различных
холодильных агентов (пропан, фреон-'Ш, хлористый метил
и др.), образующих гидраты, происходит на более
высоком температурном уровне. В зависимости от
используемого агента этот уровень на 5—i25°C выше, чем
при опреснении воды методам вымораживания.
Гидрат, кристаллизующийся из раствора,
сепарируется, затем тает, образуя пресную воду и
регенерированный холодильный агент. В этом процессе
замораживание осуществляется при меньшем расходе энергии.
Кроме того, значительно сокращается теплообмен
между поступающей на обработку и отходящей пресной
водой.
В США построены две опытные установки для
получения опресненной воды гидратным методом. В
качестве гидратообразующих холодильных агентов
использованы пропан и фреон-»1'2.
Процесс мгновенного вымораживания в вакууме
разработан совместно фирмой «Колт Индастрис» (США)
и государством Израиль. Построены четыре
опреснительные установки производительностью по 240 м3/сут-
ки в Эйлате (Израиль) и одна в Белоит (штат
Висконсин, США). Кроме того, в США, в Райтсвилле (штат
Северная Каролина), работает установка
производительностью 380 м3/сутки.
3-е заседание
Отдельное пленарное заседание было посвящено
рассмотрению дополнительных к холоду консервирующих
агентов, применение которых позволяет удлинить
сроки хранения пищевых продуктов сравнительно с
обычным холодильным хранением. По этому вопросу было
сделано три доклада.
Наиболее широко применяемым дополнительным
консервирующим средством является искусственная
атмосфера с пониженным содержанием кислорода и
повышенным — углекислого газа. В холодильных камерах
с контролируемой атмосферой в США, Англии, Италии,
Франции и других странах сохраняются сотни тысяч
тонн плодов и овощей, преимущественно яблок и груш.
Р. Ульрик, профессор Парижского факультета наук,
в докладе «Хранение плодов и овощей в
контролируемой атмосфере» дал обзор
физиологических основ этого способа хранения и
практически применяемых режимов.
Понижение содержания кислорода (не ниже 2—3%,
иначе возникает интрамолекулярное дыхание)
замедляет обмен веществ и созревание плодов и овощей,
задерживает пожелтение овощей и уменьшает поражение
яблок «ожогом».
Добавление в атмосферу углекислого газа (не более
5—il0%) уменьшает возможность ряда физиологических
заболеваний, замедляет созревание плодов и овощей,
а также сокращает поражение их плесенями. Однако
слишком высокое содержание углекислого газа
токсично и вызывает в плодах и овощах появление
неприятного привкуса.
Оптимальный состав искусственной атмосферы
должен быть экспериментально установлен для каждого
вида и помологического сорта плодов и овощей.
Раньше практическая рекомендация сводилась к
тому, чтобы концентрации кислорода и углекислого газа
в сумме составляли 21% по той причине, что такой
состав атмосферы можно было поддерживать за счет
естественного дыхания плодов и овощей. Но
впоследствии оказалось, что получаемые при этом концентрации
как кислорода, так и углекислого газа чрезмерно
высоки. Теперь рекомендуется с помощью скрубберов
поддерживать их сумму меньше 21%.
В Англии, по данным Фидлера, для хранения
местных сортов яблок применяется атмосфера с
содержанием 3% кислорода и 5—110% углекислого газа при
температуре 0—3,5°С. В США, как указывает Смок, для
хранения различных сортов яблок и груш используют
атмосферу с содержанием около 3% кислорода и 0,6—
5% углекислого газа при температуре —>1-г-+3,3°С.
Для лимонов рекомендуется атмосфера с 5%
кислорода, добавление углекислого газа благоприятно влияет
на сроки их хранения. Для персиков и томатов также
рекомендуются пониженные концентрации кислорода, но
томаты не терпят присутствия углекислого газа. Вишни
лучше сохраняются в атмосфере с 10% углекислого газа.
Для брокколи атмосфера должна содержать 11%
кислорода и 10% углекислого газа, для зеленой
фасоли — 2—3% кислорода и 5—'10% углекислого газа.
При условии обоснованного выбора газового со-
55

става и температуры хранение в контролируемой
атмосфере дает существенные преимущества: удлинение
сроков хранения, снижение потерь из-за физиологических
заболеваний и лучшее конечное качество продукта.
В докладе X. А. Муньос Дельгадо
(Экспериментальный центр холода, Мадрид) «Дополнительные
к холоду консервирующие агенты:
физические, химические и механические»
указаны различные способы обработки пищевых продуктов,
повышающие их стойкость при холодильном хранении.
Это, например, бланшировка овощей и некоторых
плодов кипящей водой или паром с целью разрушения
тканевых ферментов.
Из химических методов обработки можно назвать
применение антисептиков, антибиотиков и
антиокислителей.
Для подавления развития плесеней при хранении
апельсинов применяется обработка их борной кислотой
и бурой, ортофенилфенатом натрия, обработка
оберточной бумаги дифенилом, эфирами ортофенилфенола,
введение в воздух камеры хранения паров треххлористого
азота. Винотрад при хранении окуривают сернистым
ангидридом, либо помещают в тару бисульфит натрия
или метабисульфит калия.
При хранении яиц и охлажденного мяса
рекомендуется применение озона. Эффективность использования
озона при хранении фруктов подвергается сомнению. По
этому вопросу требуется проведение дополнительных
исследований.
Применение антибиотиков (хлортетрациклина)
получило в настоящее время некоторое распространение в
США и Канаде для удлинения сроков хранения
(примерно, на 5 дней) в охлажденном состоянии птицы, мяса
и рыбы при концентрациях антибиотика соответственно
10, 7 и 5 частей на миллион. Считается, что с точки
зрения здравоохранения применение хлортетрациклина для
обработки этих продуктов опасности не представляет,
так как в сыром виде они не потребляются, а при их
кулинарной обработке антибиотик разрушается на
90—95%.
Среди антиокислителей для предохранения жиров от
порчи при холодильном хранении наиболее
распространены бутилоксианизол, бутилокситолуол, нордигидро-
гвайяретовая кислота, а также синэргические смеси
этих антиокислителей с аскорбиновой кислотой и
некоторыми аминокислотами.
Аскорбиновая кислота применяется как
антиокислитель при замораживании некоторых фруктов, чтобы
избежать их побурения под действием полифенол оксида-
зы, а также при замораживании рыбы и рыбного
филе.
Методы механической защиты продуктов при
холодильном хранении сводятся в основном к применению
различных непроницаемых или полупроницаемых
упаковочных материалов, предохраняющих продукты от
высыхания, окисления и изменения цвета. Сюда же
относятся такие приемы, как покрытие яиц минеральным
маслом, глазирование рыбы.
Применение ионизирующих излучений для повыше
ния стойкости пищевых продуктов составило предмет
доклада И. Дила (Федеральный институт по
сохранению пищевых продуктов в Карлсруэ) «Облучение
пищевых продукто в». Облучение умеренными
дозами @,5 Мрад) позволяет снизить число бактерий
в продукте в 104—107 раз. Максимальная
продолжительность холодильного хранения пастеризованных таким
способом мяса, птицы, рыбы, земляники и некоторых
других продуктов увеличивается в 2—3 раза. Техника
стерилизации пищевых продуктов облучением также
требует применения холода. При необходимой дозе
облучения (около 5 Мрад) ряд продуктов, особенно мясо,
приобретает неприятный привкус, если облучение
производится при комнатной температуре. Вредное действие
радиационной стерилизации сказывается тем меньше,
чем ниже температура продукта во время облучения.
Она должна быть не выше —20°С, желательно —90°С
и даже —196°С (температура жидкого азота).
Безопасность облученных продуктов с точки зрения
здравоохранения проверялась многочисленными
исследователями в ряде стран. Указывают, что пищевые
продукты, облученные гамма-лучами кобальта-60 или
электронами с энергией до 10 MeV при дозах до
5,6 Мрад, столь же безопасны, как и необлученные
продукты. Наведенной радиоактивности в них не
обнаружено.
В США разрешено использовать следующие
облученные продукты: бекон при дозе 4,5 Мрад, пшеницу и
продукты из нее при дозе 50 крад, картофель при дозе
10 крад. В скором времени ожидается разрешение для
апельсинов G5—.200 крад), сушеных овощей @,3—
4 Мрад), рыбного филе A00—200 крад), земляники
A100—250 крад), ветчины C,5-^5,6 Мрад).
В заключение докладчик подчеркнул, что облучение
не сможет заменить обычные методы консервирования
пищевых продуктов, в том числе с помощью холода.
Оно призвано быть только дополнением к ним.
Обзор составили канд. техн. наук Д. Г. Рютов и
И. М. Гиндлин
%\

новости
ИНОСТРАННОЙ
== ТЕХНИКИ
МАЛЫЕ БЛОЧНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГРЕГАТЫ,
ИЗГОТОВЛЯЕМЫЕ В ЧССР
В ЧССР выпускается ежегодно около 600 небольших
холодильных установок для продуктовых магазинов и
торговых баз. С созданием новых микрорайонов и
повышением требований к качеству продуктов число таких
установок будет непрерывно возрастать.
До последнего времени холодильное оборудование
ралых холодильных установок состояло из отдельных
"узлов >и его собирали на месте.
Холодильные агрегаты, комплектно смонтированные,
высушенные, правильно наполненные холодильным
агентом и маслом на заводе-изготовителе, работают более
надежно в течение длительного времени и монтаж их
очень прост. Он заключается в установке оборудования
на заранее приготовленном месте в стене холодильной
камеры под потолком. Кроме того, не требуется
машинного отделения, размещение холодильного агрегата под
потолком освобождает площадь помещения, к агрегату
открывается свободный доступ для контроля и
мелкого ремонта.
В больших камерах можно устанавливать несколько
агрегатов, что позволяет легко регулировать
температурный режим холодильника. В случае дефекта
неисправный агрегат заменяют новым, а снятый
ремонтируют в специально оборудованной мастерской.
В настоящее время народное предприятие Хепос
Копии 'приступает к производству сконструированных им
двух агрегатов для средних холодильных установок и
двух агрегатов для небольших камер. Блочный
холодильный агрегат BJM16 представлен на рис. 1, способ
его монтажа — на рис. 2 (см. также статью Ф. Смутны
— Чехословацкая холодильная техника для пищевой
промышленности. «Холодильная техника», 1967, № 7).
В агрегате установлен сальниковый компрессор и
предусмотрено автоматическое оттаивание испарителя
с помощью горячих паров холодильного агента.
Оттаивание настолько эффективно, что температура в камере
повышается лишь' незначительно. Основные параметры
агрегатов BJM16 и BJM22 приведены ниже:
Рис. 1. Блочный холодильный агрегат BJM16.
BJM16 BJM22
Холодопроизводительность при
t0=— 25° С и 4 = 30° С, ккал[ч. . 1600 2700
Размеры, мм:
Длина Ю80 1630
ширина 1030 1030
высота 545 545
Мощность электродвигателя, кет ... 4 5
Вес, кг 350 360
Области применения агрегатов BJM16 и BJM22
указаны в таблице. Каждый агрегат обслуживает часть
камеры шириной до 2 м. При длине камеры 8 ж и более
Рис. 2. Примеры монтажа холодильных агрегатов
BJM16 и BJM22.
57

Глубина
камеры,
м
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
При
1
Плошадь
камеры,
Ж1
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
м е ч а н и
-5
0
0
0
0
0
0
X
X
X
2. 0-
160
Области применения агр
|
коэффициенте теплопередачи (ккалЦм2 • ч
0,270
-10 | -15
0
0
0
0
X
X
X
X
0
0
X
X
X
агрегат BJM16
-20 | -25
0
X
X
X
X
X
-5
0
0
0
0
0
0
0
X
X
X
X
-10
0
0
0
0
0
X
X
X
X
X - агрегат BJM22.
егатов при толщине изоляции,
200
• град) и температурах
0,212
_15 | -20 | -25
0
0
0
X
X
X
0
0
X
X
X
X
X
X
в каме
-5
0
0
0
0
0
0
0
0
X
X
1 х
мм
ре (°С)
-10
0
0
0
0
0
0
X
X
X
X
240
соответственно
0,185
-15
0
0
0
X
X
X
X
-20
0
0
X
X
X
X
1
-25
X
X
X
0,035 ккал/(м • ч • град), коэффициент рабочего времени
агрегата 0,67 A6 ч/сутки), температура окружающего
воздуха 30°С. В камерах предусмотрено только хранение
замороженных продуктов, но не замораживание.
Сконструированы также два блочных агрегата
BJCH6 и BJCH11. (рис. 3) с герметичными
компрессорами для небольших камер. Основные параметры этих
агрегатов следующие:
BJCH6 BJCH11
Холодопроизводительность при t0=—5°С
и *К = 30°С, /скал/ч. 900 1900
Мощность электродвигателя, кет . . . 0,45 0,7
Вес, кг 90 . 130
Рис. 3. Блочный герметичный холодильный
агрегат BJCH11
необходимы воздушные каналы. При составлении
таблицы принималось, что высота камеры 2,5 м,
коэффициент теплопроводности изоляции — в пределах 0,031—
Ввиду того что в камерах температура должна быть
около 4—5°С, испарители оттаивают в течение
нерабочей части цикла с продлением времени работы
вентиляторов.
В. СКРИВАН — завод Фригера Колин, ЧССР
ВНИМАНИЮ ПОДПИСЧИКОВ!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал
«Холодильная техника» на 1968 г. с первого номера, могут подписаться в местных
отделениях связи и пунктах подписки «Союзпечать» с любого
последующего номера журнала и на любой срок в пределах календарного
года.
Недостающие номера журнала редакция может выслать
подписчикам наложенным платежом по их письменным заказам.
Адрес редакции: Москва, И-434г ул. Костякова, 12.
58

СПРАВОЧНЫЙ ОТАЕЛ
АММИАЧНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГРЕГАТЫ
ДВУХСТУПЕНЧАТОГО СЖАТИЯ
С РОТАЦИОННЫМИ БУСТЕР-КОМПРЕССОРАМИ
621.572
Аммиачные холодильные агрегаты двухступенчатого
сжатия типа АДС РАБ с ротационными
бустер-компрессорами предназначены для работы в 'системах с
непосредственным и с рассольным охлаждением в диапазоне
температур кипения t0 = —25-^—65°С.
Указанные агрегаты будут выпускаться московским
заводом «Компрессор» по ТУ26—J03—36—67 с 1968 г.
На рис. 1 приведена рекомендуемая схема
установки с применением агрегата типа АДС РАБ.
В зависимости от числа оборотов компрессоров сту-
-Р50
ё
\Ф50180Ц
iixh
® X X®
р=
10
Г"
Рис. 1. Рекомендуемая схема установки с применением агрегата типа
АДС РАБ (обозначения в скобках -относятся к агрегату АДС РАБ-200):
/ — агрегат АК РАБ-ilOO; 2 — маслоотделитель 80 ОММ; 3 — трубопровод
к маслособирателю; 4 — трубопровод в испарительную систему; 5 —
промежуточный сосуд 40 ПСз'F01ПС3); 6 — трубопровод от ресивера; 7 — компрессор
AB-ILO0 (АУ--2О0); 8 — маслоотделитель 50 ОММ (80ОММ); 9 — обратный
клапан; 10 — реле давления; 11 — реле температуры; 12 — реле контроля смазки;
13 — трубопровод подачи жидкого аммиака.
Таблица 1
Показатели
АДС РАБ-200 АДС РАБ-150 АДС РАБ-60 АДС РАБ-45 АДС РАБ-15
Марка агрегата ступени н. д. . .
Марка компрессора ступени в. д.
Холодопроизводительность, тыс.
ккал\ч
Температура, °С
кипения
конденсации
Потребляемая мощность, кзт . .
Отношение описанных объемов,
ступень в. д./ступень н. д.
Диапазон работы по температуре
кипения, °С
АКРАБ-100/2
АУ-200
185
—30 .
35
96
0,502
_25н 45
АКРАБ-100/4
АВ-100
135
—30
35
71
0,452
—25^—45
АК РАБ-100/1
АВ-100
60
—50
30
57
0,337
_45~ — 55
АК РАБ-100/3
АВ-100
45
—50
30
43
0,338
—45-;—55
АК РАБ-100/3
АВ-100
15
-65
30
25
0,225
_5 5н 65
59

Показатели
Компрессор
марка
число оборотов в
минуту
1 часовой описанный
объем, м31ч ....
Расход масла ХАЗО (ГОСТ
5546—66), г/ч
Расход охлаждающей
воды, м3/ч
Электродвигатель
марка
число оборотов в
минуту
мощность, кет ....
Примечание. Тип привс
. ____
АДС РАБ-200* АДС РАБ-150*
АУ-200
720
397
260
2
А101-8М
720
75
АВ-100
960
264
100
1
АП91-6
960
55
да: *—непосредственный, **-
АДСРАБ-60**
АВ-100
960
264
100
1
АП81-4
1460
40
Та
АДСРАБ-45**
АВ-100
720
198
100
1
АП72-4
1450
28
-клиноременный.
блица 2
АДС РАБ-15**
АВ-100
480
132
100
1
АП81-6
980
28
Показатели АК РАБ-100/1
Компрессор
число оборотов в минуту . . .
часовой описанный объем, м3/ч
Расход масла ХАЗО (ГОСТ
5546—66), г/ч
Расход охлаждающей воды, м21ч . .
Электродвигатель
марка
мощность, кет
вес, кг
975
782
200
2
А282-6
40
320
А К РАБ-100/2
980
785
200
2
А291-6
55
425
Таблица 3
АК РАБ-100/3 АК РАБ-100/4
730
585
150
1,5
А282-8
30
320
730
585
150
1,5
А291-8
40
420
пеней высокого давления (в. д.) и низкого давления
(н. д.) и диапазона температур кипения агрегаты
двухступенчатого сжатия отличаются комплектом поставки
и имеют свои обозначения: АДС РАБ-200; АДС
РАБ-150; АДС РАБ-60; АДС РАБ-45 и АДС РАБ-15
(табл. 1).
Каждый двухступенчатый агрегат представляет
собой компоновку из двух компрессорных агрегатов —
высокого и низкого давления.
В качестве ступеней в. д. применены компрессоры
АВ-100 и АУ-200, изготовляемые в соответствии с
ГОСТами 6492—61 и 7475—63 (табл. 2).
"Габаритные и присоединительные размеры ступеней
высокого давления, а также указания по выбору
фундаментов (Приведены в каталоге холодильного
оборудования (выпуск 1963 г.) и технических условиях на
поставку одноступенчатых аммиачных компрессоров с ходом
поршня 130 мм.
С 1969 г. намечается применение для привода
компрессоров АВ-100 и АУ-200 электродвигателей новой
серии.
В качестве ступени н. д. применены компрессорные
агрегаты АК РАБ-100 с ротационным пластинчатым
бустер-компрессором РАБ-150. Изготовитель — Сумской
завод им. Фрунзе (табл. 3).
Компрессоры ступени н. д. в зависимости от режима
работы и числа оборотов комплектуются различными
электродвигателями и имеют свои обозначения при
поставке. Все агрегаты выпускаются на напряжение
220/380 в.
На рис. 2 приведены габаритные и
присоединительные размеры агрегатов АК РАБ-100.
Каждый компрессорный агрегат АК РАБ-100
состоит из ротационного поджимающего компрессора РАБ-150
и асинхронного электродвигателя, смонтированных на
общей раме.
Компрессор соединен с электродвигателем
непосредственно через муфту с упругим элементом.
Конструкция муфты обеспечивает доступ к сальнику
без демонтажа двигателя. Ограждение муфты крепится
к раме. На агрегате установлено реле давления
РД-4А-02, предназначенное для отключения
электродвигателя при чрезмерном повышении давления
нагнетания и понижении давления всасывания.
Смазка компрессора производится от
многоплунжерного масляного насоса (лубрикатора).
Насос смонтирован на общей раме и приводится в
действие от полумуфты электродвигателя через клино-
ременную передачу. На лубрикаторе установлен
масляный бачок с указателем уровня. Суммарная емкость
бачка и насоса рассчитана -на 24 ч работы машины.
В дальнейшем выпуск ротационных компрессоров
предполагается с насосно-циркуляционной системой смаз-
60

\,Ду80 ДуШ^
ш*то
Рис. 2. Габаритные и присоединительные размеры ступени низкого давления агрегатов АДС
РАБ — компрессорных агрегатов АК РАБ-100 (размеры в скобках относятся к агрегатам АК
РАБ-100/1 и АК РАБ-100/3, без скобок — к ^ агрегатам АК РАБ-100/2 и АК РАБ-100/4):
1 — присоединительные размеры всасывающей линии; 2 — то же, нагнетательной линии;
3 — расположение фундаментных болтов.
«и, при которой масло будет циркулировать по контуру
компрессор—маслоотделитель—компрессор с помощью
шестеренчатого насоса.
На компрессоре крепится щиток со стеклами для
контроля смазки и мановакуумметрами для контроля
давлений всасывания и нагнетания.
Компрессор 'снабжен запорными вентилями, газовым
сетчатым фильтром и обратным клапаном. Цилиндр и
торцовые крышки компрессора — чугунные литые с
водяными охлаждающими рубашками.
• Ротор представляет собой чугунный барабан,
напрессованный на стальной вал. По всей длине барабана
профрезерованы пазы под пластины. Материал пластин
асботекстолит. Для удобства сборки и разборки в
компрессоре применены радиальные роликоподшипники.
Выходной конец вала уплотняется с помощью двойного
торцового сальника трения. Пары трения графит —
закаленная сталь. Камера сальника постоянно залита
маслом. Для контроля уровня масла и наполнения кахмеры
служит бачок с указательным стеклом. Всасывание и
нагнетание паров аммиака происходит через окна
цилиндра. Клапаны в компрессоре отсутствуют.
Компрессорными агрегатами АК РАБ^ЮО могут
комплектоваться установки, где уже есть ступени в. д.
Например, при расширении действ\/юших холодильных
установок, при переходе с одноступенчатого сжатия на
двухступенчатое или при замене действующего
оборудования.
iB этих случаях необходимо руководствоваться
данными табл. 1 и 3, а именно, обозначение агрегата
АК РАБ-100 и соотношение объемов ступеней в. д.
и н. д. ( 2 = -- ) должны быть выбраны в со-
\ vh н.д./
ответствии с требуемыми холодопроизводительностью и
диапазоном работы по температуре кипения.
При этом необходимо учесть, что разность
давлений нагнетания и всасывания для АК РАБ-ilOO должна
быть не выше 2,8 кг/см2, а отношение этих давлений не
более 8.
Комплектность поставки холодильных агрегатов АДС
РАБ приведена в ТУ 26-03-36—67 московского
завода «Компрессор».
Указанные в рекомендуемой схеме (см. рис. 1)
промежуточный сосуд и маслоотделители в объем поставки
не входят. Автоматизация подачи жидкого аммиака и
приборы защиты промежуточного сосуда должны быть
предусмотрены проектами холодильных установок.
В. С. ШУМОВ — ВНИИхолодмаш
61

РЕФЕРАТЫ
621.572—52
АВТОМАТИЗИРОВАННЫЕ АММИАЧНЫЕ
КОМПРЕССОРНЫЕ АГРЕГАТЫ, Шумелишский М. Г.,
Баксичев Г. Я., Павлова И. А., Колотий Ю. И.,
Андросов Ф. И., Сенягин Ю. Я., «Холодильная техника», 1968,
№ 3, 4—7.
Московским заводом «Компрессор» в содружестве с
институтами ВНИХИ и «Пищепромавтоматика»
разработаны два типа автоматизированных аммиачных
компрессорных агрегатов одноступенчатого сжатия
АУ-200/А и АВ-100/А. В 1967 г. завод выпустил
опытною партию этих машин.
Дано техническое описание агрегатов и средств их
автоматизации, а также графики зависимости холодо-
производительности и эффективной мощности агрегатов
от температуры кипения.
Иллюстраций 5. Библиографий 6.
621.57.048
ДВУХПОЗИЦИОННОЕ ПИТАНИЕ ФРЕОНОВОГО
КОЖУХОТРУБНОГО ИСПАРИТЕЛЯ ПО
ПЕРЕГРЕВУ, Ужанский В. С. «Холодильная техника», 1968, № 3,
7—10.
Описаны принципиальная и электрическая схемы
управления соленоидным вентилем, питающим кожухо-
трубный испаритель, по разности между температурами
кипения и выходящего пара. Для управления
применено электронное реле разности температур, работающее
от двух термометров сопротивления.
Приведены результаты испытания такой системы е
широком диапазоне нагрузок и температур кипения.
Иллюстраций 4. Библиопэафий 5.
621.57.041—52
АВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ ХОЛО-
ДОПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ФРЕОНОВЫХ
КОМПРЕССОРОВ, Щербаков В. С. «Холодильная
техника», 1968, № 3, 10—13.
Описан вариант регулирования холодопроизводи-
тельности компрессора путем отжима всасывающего
клапана с помощью электромагнитного привода.
Иллюстраций 3.
536.58
ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ РАБОТЫ
АСТАТИЧЕСКИХ РЕГУЛЯТОРОВ ТЕМПЕРАТУРЫ,
Лазарев П. Л., «Холодильная техника», 1968, № 3, 13—15.
В предлагаемой статье рассмотрены некоторые
вопросы устойчивой работы астатических шаговых
регуляторов температуры типа РТК-3 и РТК-Д, получивших
широкое применение в судовых системах
кондиционирования воздуха
Опыт проектирования и эксплуатации таких систем
показывает, что устойчивая работа этих регуляторов
во многом зависит от правильного выбора параметров
их работы и не всегда может быть достигнута за счет
наладки. Полученные в статье зависимости определяют
взаимосвязь между различными параметрами работы
регуляторов и могут представлять определенный
интерес для широкого круга специалистов, работающих в
этой области. Иллюстраций 1.
621.565.83—19
ВОПРОСЫ ПОВЫШЕНИЯ НАДЕЖНОСТИ
ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИХ БАТАРЕИ, В. А. Ефимов,
Б. С. Лупанов, И. И. Мандзик. «Холодильная техника»,
1968, № 3, 16—18.
Испытаны термоэлектрические батареи для
определения количественных показателей надежности их
работы. Проверена работа батарей при различных
температурах, влажности, давлении, механических нагрузках и
электрическом воздействии.
Дана характеристика отказов батарей и описаны
мероприятия по уменьшению интенсивности отказов и
повышению надежности.
Приведен вывод количественных соотношений
показателя надежности батарей с последовательным и
параллельно-последовательным соединениями
термоэлементов. Таблиц. 1. Библиографий 2. Иллюстраций 2.
621.572.002.5:629.1 —444
К ВОПРОСУ ЭКОНОМИЧНОСТИ РАБОТЫ
ХОЛОДИЛЬНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
РЕФРИЖЕРАТОРНЫХ ВАГОНОВ, Демьянков Н. В., Лысенко Н. Е.,
Панферов В. Н. «Холодильная техника», 1968, № 3,
18—23.
Предложена методика нормирования расхода
энергии холодильным оборудованием рефрижераторного
подвижного состава железнодорожного транспорта.
Получены данные по эффективности использования
холодильного и энергетического оборудования
рефрижераторных вагонов. Таблиц 2. Библиографий 2.
Иллюстраций 4.
536.24
ИССЛЕДОВАНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА
ТЕПЛООТДАЧИ РАЗРЕЗНОГО РЕБРА, Ткачев А. Г., Ширяев И. Е.
«Холодильная техника», 1968, № 3, 24—27.
Экспериментальное исследование теплообмена в
разрезных ребрах показало значительное увеличение
коэффициента теплоотдачи по сравнению с гладкими ребрами.
Однако при этом возрастает и гидравлическое
сопротивление. Поэтому применять разрезные ребра
рационально в том случае, когда требуется одновременно
компактность аппарата и его эффективность.
Иллюстраций 7. Библиографий 4,
661.97:656.225
О ПОТЕРЯХ ПРИ ХРАНЕНИИ И ПЕРЕВОЗКЕ
СЖИЖЕННОГО УГЛЕКИСЛОГО ГАЗА, Рипс С. М.
«Холодильная техника», 1968, № 3, 27—31.
С помощью физико-математических методов
определена оптимальная толщина изоляции сферических и
цилиндрических емкостей для хранения сжиженных газов,
при которой потери жидкости будут минимальными.
Представляет интерес принятый в работе
физико-математический метод отыскания наивыгоднейших размеров
изоляции с целью обеспечения минимальных тепловых
потерь. Иллюстраций 6.
628.84
ПРОЧНОСТЬ СКЛЕИВАНИЯ МЕДНЫХ И
АЛЮМИНИЕВЫХ ТРУБОК, Мустафаев А. Д., Махмудов М. Д.
«Холодильная техника», 1968, № 3, 31—34.
Проведено экспериментальное исследование
прочности склеенных эпоксидной смолой медных,
алюминиевых и стальных трубок. л
62

Установлено, что клеевые соединения обладают
высокой прочностью.
При склеивании трубок особо важное значение имееа
концентричность сборки, обеспечивающая равномерную
толщину клеевого слоя по всей поверхности соединения.
Поэтому целесообразным является применение
направляющего устройства при сборке трубок перед
склеиванием.
Наибольшей прочностью обладает соединение двух
медных трубок, затем медной трубки с алюминиевой
и алюминиевой трубки с алюминиевой и стальной
трубками.
Иллюстраций 5. Таблиц 2. Библиографий 6.
621.577:637.113
ТЕПЛОНАСОСНАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ
МОЛОЧНО-ЖИВОТНОВОДЧЕСКИХ ФЕРМ, Данилов Р. Л.,
Дедкова Г. А., Гура И. А. «Холодильная техника»,
1968, № 3, 35—37.
Дано описание теплонасосной установки и схемы ее
работы. Показана большая экономичность ее
применения по сравнению с раздельным получением холода и
Горячей воды на молочно-животноводческих фермах.
Иллюстраций 3.
637.513.82
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
КАМЕРЫ С ВОЗДУШНО-РАДИАЦИОННОЙ СИСТЕМОЙ
ИНТЕНСИВНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ МЯСА,
Герасимов Н. А., Малеванный Б. Н. «Холодильная техника»,
1968, № 3, 37—42.
Приводятся результаты экспериментального
исследования камеры с воздушно-радиационной системой
интенсивного охлаждения мяса. В основу исследований
положены данные теплотехнических испытаний,
проведенных в ЛТИХП и на ленинградском мясокомбинате.
Методика теплотехнических испытаний
предусматривала дистанционный контроль температур, продукта и в
опытной камере, измерение скорости движения воздуха
в сечении камеры, определение коэффициента
теплоотдачи за счет конвекции, радиации и испарения влаги, а
также темпов испарения и охлаждения, начальной и
конечной скоростей естественной убыли опытных полутуш.
Испытания показали, что первоначальные затраты
на оборудование камеры (прежде всего, затраты
металла на охлаждающие приборы) сопоставимы с
затратами для современных камер, оборудованных
воздухоохладителями.
Использование в камере радиационной
составляющей теплообмена позволило сократить на 25—30%
продолжительность термообработки. Таблиц 3.
Библиографий 9. Иллюстраций 4.
К СВЕДЕНИЮ АВТОРОВ!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для
разделов «Обмен опытом», «Консультация» — 7 стр, машинописного текста, число
рисунков не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются в статью разборчиво, с указанием прописных и
строчных букв и с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита.
4. В списке литературы к статье приводятся: фамилия и инициалы автора,
название книги, статьи, реферата, диссертации, а также издательство, год издания (или
название журнала, номер его и год выпуска).
5. Рисунки к статье прилагаются в одном экземпляре, фотографии — в двух.
Чертежи и схемы выполняются четко карандашом или тушью, согласно правилам
черчения. Представляемые светокопии должны быть ясными. Допустимый наибольший
размер чертежа 407X576 мм.
Подрисуночные подписи печатаются на отдельной странице и прилагаются
к статье.
6. Одновременно со статьей необходимо представлять рефераты. В них
излагается существо статьи, пригодятся данные о характере работы и основные ее
результаты. Таблицы, графики, схемы, цифровые данные и т. д. допустимы лишь в том
случае, если обобщают материал статьи и сокращают текст реферата. Формулы
приводятся только тогда, когда они необходимы для понимания реферата, при этом
изменение принятых в статье обозначений не допускается. Объем реферата не должен
превышать 3Д страницы машинописного текста, отпечатанного через два интервала.
7. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: Москва, И-434, ул. Костякова, 12.
Редакция журнала «Холодильная техника».
-*
63

CONTENTS
To Raise the Technical Level of Refrigeration in
Meat and Dairy Industry 1
M. G. Shumelishsky, G. Y. Baksichev, I. A. Pavlova,
U. I. Kolotij, F. I. Androsov, U. Y. Senyagin.
Automatic Ammonia Compressor Units 4
V. S. Uzhansky. On—Off Supply of Shell-and-tube
Freon Evaporator according to Superheat 7
V. S. Shcherbakov. Automatic Control of Refrigerating
Capacity of Freon Compressors ........ 10
P. L Lazarev. Selection of Working Conditions of
Astatic Temperature Controllers 13
V. A. Efimov, B. S. Lupanov, I. I. Mandzik. Problems
on Increasing Reliability of Thermoelectric Batteries 16
N. V. Demyankov, N. E. Lysenko, У. N. Panferov.
Economic Operation of Refrigerating Equipment of
Refrigerator Railway Cars, 18
A. G. Tkachev, I. E. Shiryayev. Investigation of Film
Heat Transfer Coefficient of Split Fin 24
S. M. Rips. Losses During Storage and Shipment of
Liquefied Carbon Dioxide Gas 27
A. D. Mustafayev, M. D. Makhmudov. Strength of
Glued Together Copper and Aluminum Tubes. . . 31
R. L. Danilov, G. A. Dedkova, I. A. Gura. Heat Pump
Unit for Dairy Farms. . 35
N. A. Gerasimov, B. N. Malevanij. Experimental
Investigation of Room with Air-Radiation System of
Intensive Meat Chilling 37
Practice exchange
L. G. Lushnikov, N. N. Filimonov, M. E. Malinovsky.
Utilization of Connections When Manufacturing
Refrigerating Units 43
A. D. Malyarchikov, Y. G. Usenko. Unit for Testing
Assembly Parts of Compression Domestic
Refrigerators 46
New books 48
Consultation
I. S. Badylkes, I. M. Gindlin. Questions and Answers 49
New Inventions 49
Af International Institute of Refrigeration
Plenary Meetings of the XII International Congress of
Refrigeration 52
Foreign technical news
V. Skzivan. Small Block Refrigerating Units Manufactured
in CSSR 57
Reference data
V. S. Shumov. Two-Stage Compression Ammonia
Refrigerating Units with Rotary Boosters 59
Summaries 62
СОДЕРЖАНИЕ
Повысить технический уровень холодильного
хозяйства мясной и молочной промышленности 1
М. Г. Шумелишский, Г. Я. Баксичев, И. А.
Павлова, Ю. И. Колотий, Ф. И. Андросов, Ю. Я. Сеня-
гин. Автоматизированные аммиачные
компрессорные агрегаты . 4
В. С. Ужанский. Двухпозиционное питание
фреонового кожухотрубного испарителя по
перегреву 7
В. С. Щербаков. Автоматическое регулирование
холодолроизводительности фреоновых
компрессоров ю
П. Л. Лазарев. Выбор параметров работы
астатических регуляторов температуры 13
B. А. Ефимов, Б. С. Лупанов, И. И. Мандзик.
Вопросы повышения надежности
термоэлектрических батарей . . . 16
Н. В. Демьянков, Н Е. Лысенко, В. Н. Панферов. К
вопросу экономичности работы
холодильного оборудования рефрижераторных вагонов 18
А. Г. Ткачев, И. Е. Ширяев. Исследование
коэффициента теплоотдачи разрезного ребра ... 24
C. М. Рипс. О потерях при хранении и перевозке
сжиженного углекислого газа • 27
А. Д*. Мустафаев, М. Д. Махмудов. Прочность
склеивания медных и алюминиевых трубок 31
Р. Л. Данилов, Г. А. Дедкова, И. А. Гура. Теплона-
сосная установка для
молочно-животноводческих ферм 3JJ
Н. А. Герасимов, Б. Н. Малеванный. Эксперимен- Щ
тальное исследование камеры с
воздушно-радиационной системой интенсивного
охлаждения мяса 37
Обмен опытом
Л. Г. Лушников, Н. Н. Филимонов, М. Е.
Малиновский. Применение соединители ных муфт при
изготовлении холодильных агрегатов ... 43
А. Д. Малярчиков, В. Г. Усенко. Установка для
испытаний комплектующих изделий
компрессионных домашних холодильников ..... 46
Новые книги 48
Консультация
И. С. Бадьшькес, И. М. Гиндлин. Вопросы и ответы 49
Новые изобретения 4П
В международном институте холода
Пленарные заседания XII Международного
конгресса по холоду 52
Новости иностранной техники
В. Скриван. Малые блочные холодильные агрегаты,
изготовляемые в ЧССР .'57
Справочный отдел
В С. Шумов. Аммиачные холодильные агрегаты
двухступенчатого сжатия с ротационными
бустер-компрессорами 59
Рефераты . 62
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Н. Кобулашвили (главный редактор), Д. Г. Рютов
(зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), проф. И- С.
Бадьшькес, Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, М. Г. Дик, В. А. Дедух, А. В. Кан, В. Я.
Кокорев, М. С. Мартынов, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, Р. В. Павлов,
проф. Г. Б. Чижов, В. И. Шелапутин, А. П. Шеффер
Ст. редактор Б. А. Полтева Редактор Н. В. Кирилина
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Телефон Д 0-00-34, доб. 49
Технический редактор А. М. Сатарова
Т-02150 Сдано в набор 3/1-1968 г.
Формат 84Xl08Vi6 Печ. л. 4 = 6,72 усл. п. л.
Тираж 15930 экз. Заказ 35
Подп. в печ. 12/11—1968 г.
Уч.-изд. 7,90
Цена 50 коп.
64
Типография изд-ва «Московская правда». Потаповский пер., 3.