ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
холодильная
»/"» техника
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Абрамян Ю. Г., Шнайдерман И. П. Работать с полной
отдачей 2
Гриценко Г. Н. Экономико-математическое исследование
эффективности использования основных
производственных фондов распределительных холодильников 6
Катерухин В. В., Смойловская И. А., Кузнецова Л. А.,
Хайтин Б. Ш., Плешкановский Ю. П., Калашов В. П.,
Файнгольд А. М., Виленчик Ю. Г. Плиточный
морозильный аппарат 9
Милованов В. И., Захаров В. С. Исследование влияния
зазора в сопряжении поршень — цилиндр на показатели
высокооборотного герметичного компрессора 14
Завадский В. В. Анализ рабочих параметров установки
для тепло-, водо- и хладоснабжения 18
Перельштейн И. И., Парушин Е. Б. Методы расчета
термодинамических и теплофизических свойств веществ по
ограниченному объему опытных данных 21
Гопин С. Р., Тихомиров В. А., Шавра В. М.,
Аверин С. В., Васильев Н. И., Кожевникова В. П.
Результат*.! испытаний регенеративных теплообменников малых
холодильных машин 25
Киневский О. Ф., Трушина В. А., Швецов Ю. А.
Интенсификация теплообмена в криохирургических инструментах 30
Кулиев А. 3., Надир-заде С. М. Полупроводниковый
аппарат «Криошлем-2М» 33
Маяковский Ю. В., Доильницын А. В. Распределение
температур в рабочей зоне камеры дозревания сыров 35
К ^0-летию Владимира Николаевича Кефера 38
ОБМЕН ОПЫТОМ
Гусаров Ю. Д., Завелион Г. Е. Пульт управления
винтовым компрессорным агрегатом 39
Брайловский А. В., Тахциди Ю. Н. Двухпозиционный
регулятор относительной влажности воздуха 44
Гринников Ю. А., Григорьянц А. Н. Стенд для проверки
и регулирования корпусного теплового реле РТГК-1 44
ОТКРЫТИЯ И ИЗОБРЕТЕНИЯ 45
ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Лемешко В. К., Соломаха Ю. К., Плотников Н. К.
К вопросу проектирования и эксплуатации аммиачных
холодильных установок 47
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Мельцер Л. 3., Горбис 3. Р. Нужное пособие 49
ХРОНИКА
Всесоюзная научно-техническая конференция в г. Ташкенте 50
Вторая национальная научно-техническая конференция
в Бол?арии по теплоснабжению, вентиляции и
кондиционированию воздуха 52
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Новый международный журнал по холоду 53
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Ломакин В. Нм Пенская К. И., Романов М. Н.
Современные конструкции зарубежных воздухоохладителей 54
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Перельштейн И. И., Парушин Е. Б. Практическое
применение методов расчета термодинамических и
теплофизических свойств хладагентов 57
Кухтин В. Д. Датчики-реле давления, температуры и
разности давлений пневматические с дискретным выходным
сигналом 60
РЕФЕРАТЫ 63
Work With Full
CONTENTS
Abramyan U. G., Shneiderman I
Return
Gritsenko G. N. Economic-Mathematical Investigation of
Effectiveness of Utilizing Main Production Funds of
Distribution Cold Storage Warehouses
Katerukhin V. V., Smoilovskaya I. A., Kuznetsova L. A ,
Khaitin B. S., Pleshkanovsky U. P., Kalashov V. P ,
Fkiegold A. M., Vilenchik U. G. Plate Freezer
Milovanov V. I., Zakharov V. S. Investigation of
Influence of Gap in Piston —- Cylinder Pair Upon Parameters of
High-Speed Hermetic Compressor
Zavadsky V. V. Analysis of Working Parameters of Plant
for Heat-, Water- and Cold Supply
Perelstein I. I., Parushin E. B. Methods of Calculating
Thermodynamic and Thermophysical Properties of
Substances with Limited Amount of Experimental Data
Gopin S. R., Tikhomirov V. A., Shavra V. M., Ave-
rin S. V.,Vasilyev N.I., Kozhevnikova V. P. Results of
Testing Regenerative Heat Exchangers of Small
Refrigerating Machines
Kinevsky O. F., Trushina V. A., Shvetsov U. A.
Intensification of Heat Exchange in Cryosurgical Instruments
Kuliyev A. Z., Nadir-zade S. M. Semiconductor Apparatus
«Krioshlem-2M»
Mayakovsky U. V., Doilnitsyn A. V. Temperature
Distribution in Working Zone of Cheese Ageing Room
80th Anniversary of Vladimir Nikolayevich Kefer
PRACTICE EXCHANGE
Gusarov U. D., Zavelion G. E. Control Panel of Screw
Compressor Unit
Brailovsky A. V.«, Takhtsidi U. N. R. H. Air On/Off
Regulator
Grinnikov U. A., Grigoryants A. N. Stand for Checking and
Regulating Body Thermal Relay RTGK-1
DISCOVERIES AND INVENTIONS
SAFETY RULES
Lemeshko V. K., Solomakha U. K., Plotnikov N. K.
Problem of Projecting and Operating Ammonia
Refrigerating Plants
BOOK REVIEW
Meltser L. Z., Gorbis Z. R. Necessary Book
MISCELLANY
All-Union Scientific-Technical Conference in Tashkent
Second National Scientific-Technical Conference in
Bulgaria on Heating, Ventilation and Air Conditioning
AT INTERNATIONAL INSTITUTE
OF REFRIGERATION
New International Journal of Refrigeration
FOREIGN TECHNICAL NEWS
Lomakin V. N.. Penskaya K. I., Romanov M. N.
Modern Designs of Foreign Air Coolers
REFERENCE DATA
Perelstein I. I., Parushin E. B. Practical Application of
Methods of Calculating Thermodynamic and
Thermophysical Properties of Refrigerants
Kukhtin V. D. Pneumatic Pressure, Temperature and
Pressure Difference Pickups-Relays with Discrete Output
Signal
SUMMARIES
2
6
9
14
18
21
25
35
33
35
38
39
44
44
45
47
49
50
52
53
54
57
60
63
© Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1978.

УДК 338.409.3:519
Экономико-математическое исследование эффективности
использования основных производственных фондов
распределительных холодильников
Канд. экон. наук Г. Н. ГРИЦЕНКО
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
Выполнение намеченных на десятую пятилетку
планов по дальнейшему повышению
эффективности производства на холодильных
предприятиях в значительной степени зависит от уровня
использования основных производственных
фондов (ОПФ).
Анализ эффективности использования ОПФ,
выполненный по группе распределительных
холодильников Росмясомолторга [1], показал-, что
фондоотдача на этих предприятиях снижалась
в девятой пятилетке ежегодно в среднем на 3,4 %.
Рост же производительности труда за этот
период составил от 2 до 4%. В процессе анализа
достигнутые результаты сравнивали с данными
прошлых лет, с плановыми показателями, а
также с показателями аналогичных
предприятий. Материалы статистического наблюдения
группировали в сводки, составляли
вариационные ряды распределения, статистические
таблицы, графики, диаграммы.
Фондоотдача принята в качестве обобщающего
показателя эффективности использования ОПФ.
Учитывая специфические особенности
производственной деятельности холодильников,
связанной с хранением скоропортящихся продуктов,
рассматривали фондоотдачу по приведенному
грузообороту; фондоотдачу по физическому
грузообороту; фондоотдачу по складскому
товарообороту.
Для установления основных факторов,
влияющих на фондоотдачу, проведен сравнительный
анализ частных показателей, отражающих
использование ОПФ. К ним относятся удельные
показатели интенсивного и экстенсивного
использования холодильной емкости и ее фондо-
оснащенности, оборот емкости, среднегодовая
стоимость ОПФ, среднегодовой процент загрузки
емкости, коэффициент сезонности, показатели
уровня механизации работ, использования
оборудования компрессорных цехов, а также
показатели, учитывающие техническое состояние
ОПФ.
Обследование ряда распределительных
холодильников Одессы, Москвы, Киева, Ленинграда
выявило, что эти предприятия имеют
определенные резервы в использовании основных
производственных фондов. Так, например, было
установлено, что на холодильниках имеется
оборудование, используемое не на полную
мощность. На Одесском хладокомбинате в 1974—
1975 гг. коэффициент загрузки
электропогрузочных средств находился в пределах 0,4—0,6.
Значительные резервы выявлены при
использовании грузоподъемных лифтов, коэффициент
загрузки которых составлял 0,5—0,7. Резервы
улучшения использования оборудования имеются
и в компрессорных, и в технологических цехах
распределительных холодильников.
Сравнительный анализ использования ОПФ
распределительных холодильников позволил
выявить основные тенденции в изменении
обобщающих показателей эффективности ОПФ, а
также определить факторы, в значительной
степени влияющие на фондоотдачу. Такими
факторами являются: условная емкость холодильника,
балансовая стоимость ОПФ, оборот емкости,
среднегодовой процент загрузки. Однако
выборочное обследование отдельных предприятий
не дает возможности выявить резервы, общие для
большой группы холодильников. Недостатком
метода сравнительного анализа является
сложность установления взаимосвязи между
факторами, оказывающими влияние на фондоотдачу.
Кроме того, не представляется возможным
установить количественное влияние каждого
фактора на обобщающие показатели эффективности
ОПФ. Для решения этой задачи применен
корреляционно-регрессионный анализ.
Методика анализа включала:
выбор достоверного числа исследуемых
объектов;
отбор наиболее существенных факторов,
влияющих на эффективность использования ОПФ;
первичную статистическую обработку
исходных данных;
выявление формы связи между
исследуемыми параметрами;
определение параметров
экономико-статистической модели;
проверку значимости модели;
анализ модели.
6

Выбор достоверного числа исследуемых
объектов был сделан с помощью принятых в
математической статистике методов. Для анализа
использованы первичные данные по 24
предприятиям условной емкостью от 3 до 5 тыс. т систем
Росмясомолторга и Укроптмясомолторга за
1974—1975 гг.
В качестве зависимых переменных величин
принята фондоотдача по физическому и
приведенному грузообороту, а также по складскому
товарообороту; в качестве независимых
переменных — условная емкость холодильника,
балансовая стоимость ОПФ, оборот емкости и
среднегодовой коэффициент загрузки. Основные
статистические характеристики анализируемых
величин приведены в таблице.
Показатели
Фондоотдача по приведенному
грузообороту Yu, т/руб
Фондоотдача по физическому
грузообороту Уф, т/руб
Фондоотдача по складскому
товарообороту Кс, руб/руб
Условная емкость
холодильника Xlt тыс. т
Оборот емкости холодильника Х2,
раз/год
Коэффициент загрузки
холодильника Х3, %
Балансовая стоимость ОПФ ХА,
тыс. руб.
Среднее
значение
1,14
0,26
21,2
4,2
6,1
73,0
1420
Коэффициент
вариации V,
%
24,8
23,5
28,4
10,3
21,7
32,5
30,1
Первичная статистическая обработка
исходных данных состояла в проверке наличия
автокорреляции' между ними, исключении
аномальных наблюдений, проверке однородности
информации.
Построение экономико-статистической модели
и определение ее параметров проводили в два
этапа. На первом этапе анализировали парные
связи между зависимыми и независимыми
переменными. Цель анализа — проверка
гипотезы о наличии связи между переменными
величинами и оценка прочности этой связи, щ
Для выявления формы связи строили
графическую зависимость и определяли коэффициент
парной корреляции. Результаты анализа
первого этапа подтвердили, что каждый фактор
(независимая переменная) имеет тесную связь
с показателем использования ОПФ (зависимой
переменной). Установленная между ними
зависимость не позволяет выявить одновременное
влияние всех действующих факторов на
фондоотдачу, поэтому на втором этапе анализа был
применен метод множественной корреляции.
Для построения экономико-статистической
модели зависимости фондоотдачи от факторов,
наиболее существенно на нее влияющих,
использовали метод многошагового
регрессионного анализа. В качестве формы связи между
переменными величинами был принят полином
первой степени. Обработкой исходных данных
на ЭВМ «Минск-22» получены следующие
уравнения множественной регрессии:
Гп=0,02+0,19 Xi+0,07 Х2 + 0,01 Х3—0,17-10~3 Х4,
A)
Гф=—0,27 + 0,08 Хх + 0,06 Х2 + 0,01 Х3—
-0,Ы0-3Х4, B)
Гс=28,25+1,31 Хг + 0,72 Х2 + 0,04 Х3 —
—0,6Ы0-2Х4. C)
Статистический анализ уравнений показал,
что фактическое значение F-критерия составило
2,01—2,23 при табличном 1,53. Коэффициенты
множественной корреляции соответственно
равны 0,75; 0,81; 0,73.
Коэффициенты регрессии при независимых
переменных величинах показывают, на сколько
единиц (или процентов) в среднем изменится
фондоотдача, если величина фактора изменится
на единицу (или процент), при условии, что все
остальные факторы будут находиться на
постоянном уровне. Так, например, увеличение
коэффициента загрузки на 5% повысит фондоотдачу
по физическому грузообороту на 2%.
Следует отметить, что только по
коэффициентам регрессии, которые имеют различный
физический смысл и единицы измерения, нельзя
определить факторы, наиболее влияющие на
показатель фондоотдачи, а также учесть, какие из
них содержат наибольшие резервы ее роста.
Так, например, наибольшая величина
коэффициента регрессии при показателе Хг
(уравнение 1) не может однозначно свидетельствовать
о том, что на фондоотдачу по приведенному
грузообороту увеличение условной емкости
холодильника оказывает решающее влияние, так
как балансовая стоимость ОПФ при этом
соответственно возрастает.
При определении относительного влияния
факторов на фондоотдачу необходимо учесть
различия в их численном значении и в уровнях их
колеблемости. Для того чтобы устранить
различия в единицах измерения, необходимо
определить частные коэффициенты эластичности,
которые дают возможность измерить в процентах
изменение фондоотдачи при увеличении
каждого фактора на 1 %.
Коэффициенты эластичности 9t определяют
по формуле
Фондоотдача по приведенному
грузообороту Yu, т/руб
Фондоотдача по физическому
грузообороту Уф, т/руб
Фондоотдача по складскому
товарообороту Кс, руб/руб
Условная емкость
холодильника Xlt тыс. т
Оборот емкости холодильника Х2,
раз/год
Коэффициент загрузки
холодильника Х3, %
Балансовая стоимость ОПФ ХА,
тыс. руб.
1,14
0,26
21,2
4,2
6,1
73,0
1420
24,8
23,5
28,4
10,3
21,7
32,5
30,1
7

3i~5?L. D)
у
где aj — коэффициент регрессии;
Xt—среднее арифметическое значение независимой
переменной Х\
Y—среднее арифметическое значение зависимой
переменной Y.
Для уравнения C) коэффициенты эластичности
(формула 4) составили: Зх = 1,206; Э2 = 0,002;
Э3 = 0,201; Э 4 = —1,428.
Анализ численных значений коэффициентов
эластичности позволил установить, что на
изменение фондоотдачи по складскому
товарообороту наиболее существенно влияет снижение
стоимости ОПФ.
При установлении факторов, которые
определяют наибольшие резервы роста фондоотдачи,
необходимо учесть уровень колеблемости
данных показателей по предприятиям. Коэффициент
вариации этих факторов указан в таблице.
По коэффициентам вариации можно судить,
что наибольшие резервы повышения
эффективности ОПФ исследованных холодильников
заложены в улучшении использования грузового
объема камер хранения и приближении
коэффициента их загрузки к оптимальному значению
(Vxs = 32,5%), а также в снижении
среднегодовой стоимости ОПФ (Vxk = 30,1 %) благодаря
лучшему использованию технологического и
вспомогательного оборудования и ликвидации
лишнего оборудования.
Вариация фактора Хг относительно
небольшая (УXI = 10,3%), следовательно, возможности
его роста на исследуемых предприятиях
незначительны.
Ту часть среднеквадратического отклонения,
на которую изменяется зависимая переменная
при изменении соответствующего фактора на
величину своего среднеквадратического
отклонения, определяли с помощью р-коэффициентов,
рассчитанных по формуле
aiSXixi
где SXi ., 5у—среднеквадратические отклонения
соответственно независимой (X) и зависимой
(Y) переменных.
Среднеквадратические отклонения вычислены
по формулам
/ N
i/ 2<xjf-xi)«
' л/ 1
где Xji. Yj, Xt, Y — численные значения независимой
(X) и зависимой (К) переменных
для /-го предприятия и их
средние арифметические значения;
Л7 — число наблюдений (предприятий).
В целях сравнения влияния факторов с учетом
их вариации для уравнения C) по формуле E)
рассчитаны р-коэффициенты: рз = 0,33; р2=0,41;
рз-0,92; р4 = —0,83.
Если учитывать различия в уровне вариации
факторов, то их влияние на показатель
фондоотдачи по складскому товарообороту будет
несколько иным, чем при учете частных
коэффициентов эластичности. Так, наибольшее
влияние на фондоотдачу оказывает коэффициент
загрузки холодильника. Этот показатель имеет
наибольшие р-коэффициент ф3 = 0,92) и
коэффициент вариации (VX3 = 32,5%). На втором
месте — показатель балансовой стоимости ОПФ,
для которого р4 = —0,83 и VXk = 30,1%.
Следует обратить внимание на то, что этот
показатель отрицательно влияет на фондоотдачу, т. е.
резервы ее роста заложены в снижении этого
показателя.
Возможности роста фондоотдачи путем
повышения коэффициента загрузки холодильника
и снижения балансовой стоимости ОПФ
примерно равны, так как ^-коэффициенты и
коэффициенты вариации их различаются
незначительно. Однако при решении вопроса о том, какому
из факторов отдать предпочтение,
целесообразно рекомендовать повышение коэффициента
загрузки, так как это может быть проведено с
меньшими затратами трудовых и материальных
ресурсов. При этом, несомненно, следует
учитывать индивидуальные условия работы
предприятий.
Резервы роста фондоотдачи заложены и в
таких показателях, как оборот емкости и
условная емкость холодильника. Несмотря на то что
их р-коэффициенты и коэффициенты вариации
относительно невелики, рост фондоотдачи
путем повышения этих показателей также
необходимо использовать, особенно повышение
оборота емкости, так как на это не требуется
дополнительных капитальных вложений.
Выполненный анализ позволяет наметить
основные направления повышения эффективности
использования ОПФ:
— повышение коэффициента загрузки
холодильника путем применения передовых
методов штабелирования грузов, рационального
использования грузового объема камер хранения,
механизации погрузочно-разгрузочных работ,
дальнейшего совершенствования системы
материального стимулирования работников
холодильных предприятий;
— улучшение использования технологи-
8

ческого и вспомогательного оборудования
(увеличением времени его работы и повышением
уровня использования мощности оборудования),
снижение балансовой стоимости ОПФ за счет
ликвидации устаревшего непроизводительного
оборудования и реализации бездействующих
машин и аппаратов.
Значительные резервы кроются в улучшении
использования подъемно-транспортного
оборудования путем увеличения коэффициентов его
загрузки, эффективной организации ремонтных
работ и восстановления аккумуляторных бата-
Плиточный морозильный аппарат
В. В. КАТЕРУХИН, И. Л. СМОЙЛОВСКАЯ,
Л. А. КУЗНЕЦОВА
ВНИИхолодмаш
Канд. техн. наук Б. Ш. ХАЙТИН,
Ю. П. ПЛЕШКАНОВСКИЙ, В. П. КАЛАШОВ,
А. М. ФАЙНГОЛЬД
Киевский завод и ЦКБ «Ленинская кузница»
Ю. Г. ВИЛЕНЧИК
ПО «Мелитопольхолодмаш»
Для оснащения морозильных креветочных
траулеров разработан и изготовлен автономный
горизонтально-плиточный морозильный аппарат
АМП-1,6К со встроенным малогабаритным
низкотемпературным холодильным агрегатом.
Горизонтально-плиточный морозильный
аппарат АМП-1,6К, созданный коллективами ЦКБ
и завода «Ленинская кузница», обеспечивает
замораживание разделанной креветки в
специальной картонной упаковке в виде
прямоугольных параллелепипедов с размерами 180 X
Х92Х62, 246X131X68 и 318X150X65 мм,
вмещающей соответственно 0,5; 1,0 и 2,25 кг, а
также рыбы в блоках размером 250X800 X F0—
65) мм.
Производительность аппарата при
замораживании от начальной температуры продукта 30°С
до конечной в центре замороженного продукта
—23°С — около 2,5 т/сутки по рыбе или (с
учетом заполнения тары) около 1,6 т/сутки по
креветке.
Конструкция плиточного морозильного
аппарата АМП-1, 6К показана на рис. 1.
В верхней его части расположена
термоизолированная камера, внутри которой смонтированы
испарительная часть морозильного аппарата,
состоящая из шести горизонтальных плит
размером 820x1150 мм, и два гидроцилиндра с
направляющими для их перемещения. Верхняя
рей, а также в оптимизации парка средств малой
механизации [2].
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гриценко Г. Н., Пугачев Ю. Г. Влияние
оптимизации парка механизмов напольного транспорта
распределительных холодильников на эффективность
их использования. — В кн.: Холодильная обработка
и хранение пищевых продуктов. Л., 1974.
2. Пугачев Ю. Г., Гриценко Г. Н. Пути
повышения экономической эффективности основных
фондов на распределительных холодильниках. — В кн.:
Холодильные машины и установки. Л., 1974.
УДК 621.565.912:629.123.44
плита соединена с рамой, к которой с помощью
шарниров крепятся гидроцилиндры. Нижняя
плита неподвижно установлена на специальной
раме, жестко прикрепленной к корпусу. При
этом имеется возможность при загрузке и
выгрузке аппарата изменять расстояние между
плитами в пределах 25—93 мм. Хладагент
проходит по каналам плит сечением 30X6 мм.
Под термоизолированной камерой расположен
отсек, где установлен холодильный агрегат, а
также гидростанция, обеспечивающая подачу
масла в гидроцилиндры.
Гидростанция работает как в автоматическом,
так и в ручном режиме, обеспечивая
регулирование давления масла в диапазоне 3—5 МПа,
а также автоматическое поддержание заданного
давления на замораживаемый продукт.
Для работы в составе морозильного аппарата
АМП-1,6К ВНИИхолодмашем был разработан,
а ПО «Мелитопольхолодмаш» изготовлен
холодильный агрегат МХАБ18С-22 на фреоне-22
на базе бессальникового компрессора
2ФУУБСС18 со специальными клапанами.
Холодильный агрегат одноступенчатый, с
принудительной 3—5-кратной циркуляцией фреона-22
в плитах морозильного аппарата.
Принципиальная схема холодильного
агрегата МХАБ18С-22 показана на рис. 2.
В состав холодильного агрегата входят
бессальниковый компрессор, маслоотделитель,
конденсатор, ресивер, отделитель жидкости, тепло-
обменник-выпариватель для возврата масла из
отделителя жидкости в компрессор,
фильтр-осушитель и электровентилятор для обдува
компрессора.
Для повышения энергетических показателей
и холодопроизводительности компрессора,
снижения температурной напряженности при низ-
2 Холодильная техника № 3
9

Рис. 1. Конструкция плиточного морозильного аппарата;
/ — изолированный корпус; 2 — плита; 3 — дверь; 4 —
гидроцилиндр; 5 — отделитель жидкости; 6 — инжектор; 7 —
компрессор; 8 — фильтр-осушитель; 9 — маслоотделитель; 10 —
водорегулирующий вентиль; // — конденсатор; 12 — теплооб-
менник-выпариватель.
ких температурах кипения t0 — —33 -: 35 С
и температурах охлаждающей воды twl = 28—
32°С в компрессоре были использованы
специальные низкотемпературные клапаны с
уменьшенным мертвым объемом B%).
Для снижения температуры конца сжатия при
высоких температурах конденсации
предусмотрен обдув компрессора вентилятором.
Конденсатор агрегата горизонтальный, ко-
жухотрубный, с водяным охлаждением, с
накатными мельхиоровыми трубками диаметром
16X2 мм.
Маслоотделитель вертикальный, со
специальной насадкой и поплавковой камерой в нижней
части. Отделившееся масло сливается в картер
компрессора через запорные и соленоидный
вентили.
Отделитель жидкости, горизонтальный, с
устройством для отбора масло-фреоновой смеси,
предназначен для отделения жидкого фреона от
парожидкостнои смеси, возвращающейся из плит
морозильного аппарата.
ю

s to.//
Рис. 2. Принципиальная схема холодильного агрегата
МХАБ18С-22:
/ — компрессор; 2 — электровентилятор; 3 — маслоотделитель;
4 — теплообменник-выпариватель; 5 — отделитель жидкости;
6 — конденсатор; 7 — ресивер; 8 — фильтр-осушитель; 9 —
плиты морозильного аппарата; 10 — инжектор; 11 — ручной
регулирующий вентиль.
Теплообменник-выпариватель, в котором
выпаривается фреон из масло-фреоновой смеси,
выполнен по типу «труба в трубе».
Масло-фреоновая смесь отбирается в отделителе жидкости
из верхнего, содержащего наибольшее
количество масла, слоя жидкости. Фреон
выпаривается из смеси под действием тепла паров
хладагента, подаваемых в конденсатор.
.Испарившийся фреон поступает в отделитель жидкости,
отделившееся масло стекает в картер
компрессора. Отбор масло-фреоновой смеси регулируется
автоматически с помощью термореле, датчик
которого установлен на трубопроводе слива масла
из теплообменника. Термореле, связанное с
соленоидным вентилем на трубопроводе» отбора
масло-фреоновой смеси, при снижении
температуры в трубопроводе слива масла до 15°С
закрывает его.
Циркуляция жидкого хладагента в испарителе
осуществляется струйным насосом —
инжектором (рис. 3), конструкция которого разработана
и доведена заводом «Ленинская кузница».
Струйный насос представляет собой корпус, во
внутренней полости которого расположено сопло.
Жидкий фреон после конденсатора
дросселируется в ручном регулирующем вентиле 11 (см.
рис. 2) и в сопле насоса и увлекает (инжектирует)
жидкий фреон из отделителя жидкости. Смесь
основной и инжектируемой жидкостей через
распределитель поступает в плиты
морозильного аппарата, откуда испарившийся фреон и
избыточная жидкость направляются в
отделитель жидкости.
Рис. 3. Струйный насос:
/ — корпус; 2 — сопло.
Расчетная температура нагнетания,
коэффициент подачи, удельная холодопроизводитель-
ность и потребляемая мощность компрессора
принимались при проектировании на основании
обобщения и анализа результатов проводившихся
во ВНИИхолодмаше исследований компрессоров
с низкотемпературными клапанами. Расчетный
перегрев хладагента на линии всасывания был
принят минимальным с учетом условий работы
агрегата МХАБ18С-22 в составе морозильного
аппарата с принудительной (избыточной)
циркуляцией жидкого фреона в плитах.
Исходя из этого принята температура
хладагента на линии всасывания в компрессор —32°С.
Агрегат МХАБ18С-22 с компрессором
2ФУУБСС18 (со специальными клапанами)
прошел заводские и межведомственные испытания
на калориметрическом стенде ПО «Мелитополь-
холодмаш». На этом же стенде были проведены
испытания серийного компрессора 2ФУУБС18
с обычными клапанами на режимах,
соответствующих условиям работы холодильного
агрегата на фреоне-22, — температурах кипения
—35 ч 40°С и конденсации 30—38°С.
Характеристики агрегата, выявленные во
время испытаний, представлены на рис. 4.
Испытания показали, что применение
специальных клапанов увеличило холодопроизводи-
тельность агрегата на 30—40% при повышении
потребляемой мощности на 10—13%. Так, на
режиме t0 = —35СС и twl = 28°С холодопроиз-
водительность агрегата МХАБ18С-22 с обычными
и специальными клапанами составила
соответственно 9 G700) и 11,3 кВт (9700 ккал/ч).
Увеличилась также и удельная электрическая холо-
допроизводительность на ~[20%. При этом
температуры на всасывании в компрессор
соответствовали расчетным и составляли 30—35°С.
Полученные фактические значения
коэффициентов подачи компрессоров при условиях
испытаний и температуры нагнетания приведены
в табл. 1.
Максимальная температура нагнетания
компрессора 2ФУУБС18 с обычными клапанами на
режимах t0=— 38 ч 40°С, tK = 38°С и /вс =
2*
it

QoftBm в0,кнал/ч
N3,kBt\
I
~p^
и
-40 -38 ~56 -M -32t0,°C
6
-W -3d -36a -54 -32t0,°C
Рис. 4. Характеристики агрегата МХАБ18С-22:
a — холодопроизводительность Q0; б — потребляемая из сети
мощность компрессора NQ при / =28ч-32°С; / — со
специальными клапанами; // — с обычными серийными клапанами; / —
при twl =28°С; 2 - при twl = 32°C.
= —25 -. 30°С без обдува достигала 158—
159°С, а при включении электровентилятора
снижалась до ~ 120°С. У компрессора 2ФУУБСС18
со специальными клапанами без обдува она
поднималась до 139°С при t0 = —40°С и tK = 33°С.
Температура обмоток электродвигателя на
всех режимах не превышала 60°С.
Часть испытаний агрегата была проведена при
температуре окружающего воздуха 44—45°С.
На заводе «Ленинская кузница» были
проведены заводские пуско-наладочные испытания
опытного образца плиточного морозильного
аппарата АМП-1,6К с холодильным агрегатом
МХАБ18С-22 при замораживании имитатора
(влажных опилок) и межведомственные — при
замораживании имитатора и дефростированной
рыбы (хека).
Пуско-наладочные испытания опытного
образца выявили, что повышенная
холодопроизводительность холодильного агрегата МХАБ18С-22
приводит к неустойчивой работе морозильного
аппарата и понижению температуры кипения
в процессе замораживания до —40 -. 41,5°С.
В связи с этим для снижения холодопроизво-
дительности в компрессоре агрегата МХАБ18С-22
специальные клапанные доски были заменены
обычными серийными, с которыми проводились
все последующие испытания (включая
межведомственные). Снижением холодопроизводительности
была достигнута устойчивая работа
морозильного аппарата и обеспечена его проектная
производительность. При этом температура кипения
хладагента в конце процесса замораживания
была не ниже —39°С. Температура нагнетания при
работе компрессора с обдувом составляла 88—¦
95°С, без обдува — она поднималась до 148°С,
после чего включался вентилятор.
Таблица 1
Показатели
Коэффициент подачи
при *0 = —35°С, /к = 33°С
при t0 = —40°С, *к = 33°С
Температура нагнетания, °С
при t0 = — 35 -г- — 40° С,
*к=:30ч-35оС
без обдува
с обдувом
2ФУУБСС18
0,53—0,60
0,46—0,51
120—130
80—95
2ФУУБС18
0,38—0,43
0,32
130—146
85—100
Фактические температуры нагнетания,
полученные на протяжении всех испытаний (с
обычными и специальными клапанами компрессоров),
оказались значительно ниже расчетных при
работе как без обдува, так и с обдувом компрессора.
Температурные параметры одного цикла
замораживания приведены в табл. 2.
Температуру продукта измеряли термопарами,
подключенными к потенциометру типа ЭПП.
Образование снеговой шубы на плитах за
время испытаний было незначительным.
На протяжении всех циклов замораживания
наблюдалось изменение заполнения отделителя
жидкости, что характерно для системы с
нерегулируемой подачей хладагента инжектором при
изменяющейся тепловой нагрузке аппарата.
Во время остановки компрессора для
выгрузки замороженных продуктов жидкий фреон из
плит и отделителя жидкости быстро (в течение
2—3 мин) сливался в ресиверную часть
конденсатора, что способствовало скорому достижению
рабочего режима холодильной установки при
последующей загрузке аппарата.
12

Таблица 2
Время,
ч. мин
23.00*
23.15**
23.35
23.55
0.15
0.35 .
0.55
1.15
1.35
1.45
Давление, МПа
кипения
0,127
0,178
0,157
0,165
0,165
0,165
0,127
0,127
0,127
0,123
конден-
сации
1,24
1,40
1,33
1,37
1,33
1,33
1,33
1,37
1,33
1,37
Температура, °С
к
к
с
-36
—28
—31
—30
—30
—30
-36
—36
—36
—37
к
X я"
О аз
33
36
34
35
34
34
34
35
34
35
3
03 К
о к
—28
—26
—22
—22
—23
—25
—27
—27
—28
—28
КЗ
н
О)
к
«3 Я
я я
86
96
93
92
92
94
90
88
85
86
в центральном слое блоков
в точке
/
+ю
+0,6
—3,5
—8,0
—12
— 15
—22
—30
—33
в точке
2
+ю
+4,0
+0,5
—0,5
—1,5
—4,5
—8,5
—11
— 19
в точке
3
+9
+3,2
+0,6
—0,5
—2,0
—3,0
—4,0
—7,0
—18
в точке
4
+8
+3
+0,5
—0,8
-4,0
—7,0
—20
-29
—32
* Перед выгрузкой замороженной рыбы.
** После загрузки (начало процесса замораживания).
Уровень масла в картере компрессора в
течение всего цикла замораживания практически
не изменялся.
Были проведены испытания при наклоне
морозильного аппарата на 10° в сторону загрузки.
В этом положении аппарат работал устойчиво
без изменения параметров.
Подачу жидкого хладагента через инжектор
регулировали таким образом, чтобы при работе
аппарата уровень в отделителе жидкости был
в пределах стекла.
Всего за время испытаний холодильный
агрегат МХАБ18С-22 проработал 1700 ч, из них
1000 ч совместно с морозильным аппаратом на
заводе «Ленинская кузница».
Плиточный морозильный аппарата АМП-1,6К,
в состав которого входит холодильный агрегат
МХАБ18С-22 с компрессором, имеющим
обычные клапаны, одобрен межведомственной
комиссией и рекомендован к серийному производству.
На основании результатов испытаний сделаны
следующие выводы.
— Испытания подтвердили работоспособность
плиточного морозильного аппарата АМП-1,6К
с холодильным агрегатом МХАБ18С-22, их спе-
цификационные характеристики и основные
проектные решения.
— Компрессоры 2ФУУБСС18 и 2ФУУБС18
(со специальными и обычными клапанами) могут
работать на фреоне-22 при температурах кипения
до —40°С, конденсации до 38°С и всасывания не
выше —15 -. 20°С при обдуве компрессора
вентилятором. В этих условиях температура
нагнетания не превышает 120°С. Применение их
Техническая характеристика агрегата МХАБ18С-22
Холодопроизводительность, кВт (ккал/ч), 9 G700)
при г0 = —35°С, tWi = 28°С, Vw = 8м3/ч
Мощность, потребляемая из сети, кВт 7
Диапазон температур кипения, °С __25Ч—40
Компрессор, марка 2ФУУБС18
Электро вентилятор
производительность, м3/ч 3000
мощность, кВт 0,45
Конденсатор
площадь наружной теплообменной
поверхности, м^ 8
объем ресиверной части, л 10
расход охлаждающей воды, м3/ч 8
Температура воды на входе в
конденсатор, °С ' До 32
Емкость
01 делителя жидкости (общая), м8 0,044
ресивера, л 10
Смазочное масло ХФ-22-24
Масса агрегата (без запчастей, спец-
инструмента и магнитного пускателя), кг 850
целесообразно в одноступенчатых судовых
холодильных установках, предъявляющих
повышенные требования к массо-габаритным
характеристикам, простоте схемы и обслуживания.
— Обдув картера компрессора снижает
температуру нагнетания в среднем на 40°С (до 80—
100°С).
— Наряду с применением на креветочных
траулерах автономный плиточный морозильный
аппарат АМП-1,6К с холодильным агрегатом
МХАБ18С-22 может использоваться на других
судах флота рыбной промышленности и на
береговых предприятиях для замораживания
различных видов пищевых продуктов.
13

УДК 621.57.041-213.4.001.5
Исследование влияния зазора в сопряжении поршень-цилиндр
на показатели высокооборотного герметичного компрессора
В. И. МИЛОВЛНОВ
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
В. С. ЗАХАРОВ
ВНИИторгмаш
При освоении отечественными заводами
холодильного машиностроения серийного выпуска
высокооборотных герметичных холодильных
компрессоров с синхронной частотой вращения
вала 50 с- [2, 6] особое внимание уделяется
установлению допусков зазора в сопряжении
поршень — цилиндр, оказывающего значительное
влияние на показатели компрессора
(коэффициент подачи, холодопроизводительность,
температуру обмоток электродвигателя,
долговечность).
Для обоснованного выбора конструктивного
зазора в сопряжении поршень — цилиндр и
определения ресурса герметичного поршневого
компрессора необходимо знать характер
влияния величины зазора на показатели компрессора.
Ранее было исследовано влияние зазора в
сопряжении поршень — цилиндр на показатели
герметичных компрессоров с синхронной частотой
вращения до 25 с" [4, 7, 8]. Авторами
проведено исследование герметичного поршневого
компрессора ФГ 0,7 ~ 3 B) при работе на
фреоне-12, разработанного Харьковским
конструкторским бюро холодильного машиностроения.
Серийное производство компрессора в настоящее
время освоено Харьковским заводом
холодильных машин. Эта модель является базовой при
разработке ряда новых высокооборотных
герметичных компрессоров. 1 *
Исследовали опытный образец
одноцилиндрового компрессора с диаметром цилиндра 36 мм,
ходом поршня 19 мм, с вертикально
расположенным эксцентриковым валом. На верхний конец
эксцентрикового вала напрессован ротор
встроенного электродвигателя АВК 2-07. В нижней
части компрессора расположен кривошипно-ша-
тунный механизм с неразъемным шатуном.
Масляный насос выполнен в виде смещенного
относительно оси {вертикального канала в
эксцентриковом валу.
Устанавливая в компрессор поршни с
различными наружными диаметрами, обеспечивали
следующие величины диаметрального зазора 2А
в сопряжении поршень — цилиндр: 12, 19, 31,
43, 59 и 80 мкм. Диапазон экспериментальных
значений зазора 2Д включал величину зазора,
предусмотренную конструкторской
документацией и составляющую 18—24 мкм.
Зазор определяли как разность средних
арифметических значений измеренных диаметров
поршня и цилиндра. Диаметры поршней и цилиндра
измеряли в осевых плоскостях, расположенных
под углом 45°, в трех равноудаленных
диаметральных сечениях. Отклонения формы
цилиндрических поверхностей (конусность, овальность)
не превышали 2 мкм.
Чтобы исключить влияние изменения
объемного коэффициента Хс на результаты
экспериментального исследования, величину линейного
мертвого пространства выдерживали постоянной,
равной 0,26 мм, и соответствующей
относительному мертвому объему компрессора 3,4%.
Теплотехнические испытания компрессора
проводили на калориметрическом стенде,
соответствующем требованиям ГОСТ 17240—71, с
каждым из вышеуказанных зазоров в сопряжении
поршень — цилиндр при температурах кипения
t0 = —20; —15; —10; —5; -Ь5°С и конденсации
tK = 30 и 55°С.
В связи с опасным ростом температуры
обмоток встроенного электродвигателя при зазоре
в сопряжении поршень — цилиндр, равном 80
80 мкм, на режиме tK = 55°C компрессор не
испытывали. Температура пара на входе в
компрессор во всех опытах поддерживалась равной 20°С.
В схему стенда перед регулирующим вентилем
был включен прибор для непосредственного
измерения количества циркулирующего фреона —
стеклянный ротаметр, прошедший специальную
тарировку [3]. Для точного определения
частоты вращения вала компрессора использовали
электронный частотомер 43—33 с цифровой
индикацией. На частотомер подавался сигнал от
пьезокерамического датчика, установленного в
цилиндре компрессора. Мощность,
потребляемую компрессором, определяли измерительным
комплектом К50 класса точности 0,5. Мощность
нагревателя калориметра измеряли ваттметром
класса точности 0,5 и контролировали
амперметром и вольтметром такого же класса точности.
Давление хладагента в теплообменных аппаратах
и трубопроводах стенда измеряли образцовыми
манометрами (ГОСТ 6521—60), температуру
фреона, воды и окружающего воздуха —
лабораторными термометрами с ценой деления 0,1 °С.
14

гтПЮ^кг/с
Gn-Ю^г/с
0,01 0№№ W 0,05 0,06 0,07 ШО?м 0,01 0,02 0,03 WO/05 2М0?м
а б~
Рис. 1. Экспериментальные зависимости массовой
производительности Ga, холодопроизводительности Q0,
удельной электрической холодопроизводительности еэ и
температуры обмоток встроенного электродвигателя /0д от
зазора в сопряжении поршень — цилиндр 2А
компрессора ФГ 0,7~3 B) при различных температурах кипения
/0 и конденсации *K=306C (а) и *К=55°С (б).
На рис. 1 показаны экспериментальные
зависимости основных теплоэнергетических
показателей компрессора от диаметрального зазора
в сопряжении поршень — цилиндр.
Как видно из приведенных графиков, холодо-
производительность компрессора в номинальном
режиме снижается на 10% при увеличении
зазора до 49 мкм, а температура обмоток
встроенного электродвигателя в наиболее теплонапря-
женном режиме достигает предельно допустимой
величины 105°С при увеличении зазора до 32 мкм.
Следует отметить, что применение в качестве
обмоток электродвигателя эмальпровода с
допустимой термостойкостью 130°С (класс
изоляции Е) позволит увеличить допустимый зазор
почти в 2 раза.
В процессе теплотехнических испытаний
компрессор индицировали: снимали осциллограммы
давления в цилиндре компрессора, во
всасывающей и нагнетательной полостях. Кроме того,
Рис. 2. Схема установки пьезокерамических датчиков
давления в компрессоре:
/ —"в'полости ^цилиндра; 2 — в полостях всасывания и
нагнетания; 3 — в стенке цилиндра (датчик — отметчик положения
поршня в верхней мертвой точке)-
в целях точного определения момента
нахождения поршня в верхней мертвой точке в стенке
цилиндра был установлен пьезокерамический
датчик давления [13. Схема установки датчиков
приведена на рис. 2.
При индицировании компрессора
использовали двухлучевой электронный осциллограф
«Дуоскоп» производства ГДР. При обработке
осциллограмм давления были получены
индикаторные диаграммы рабочего процесса в ци-
p-wina
О 0,002 0,00* 0,006 0,008 0,0/0 0,0/2 ОМ 0,016 0,0/8 S,M
Рис. 3. Индикаторные диаграммы рабочего процесса в
цилиндре компрессора ФГ 0,7~3 B) на режиме tQ——25°С,
?К=55°С при зазорах в сопряжении поршень — цилиндр:
Г^2А = 12жм; // — 2А=31 мкм; /// — 2Д=59 мкм: / —
начало процесса сжатия в цилиндре; 2 — момент равенства
давлений в цилиндре и нагнетания (РКМ2)» 2 —момент открытия
нагнетательного клапана и начала процесса нагнетания; 4 — момент
начала процесса расширения паров, оставшихся в мертвом
объеме; 5 — момент равенства давлений в цилиндре и всасывания
(р„ ); 6 — момент открытия всасывающего клапана.
15

линдре компрессора, некоторые из которых
показаны на рис. 3. Осциллограммы давления,
снятые с помощью датчика, установленного в
стенке цилиндра компрессора, приведены на
рис. 4.
Участок а — б осциллограмм соответствует
периоду времени, в течение которого отверстие
в стенке цилиндра перекрывается поршнем. За
это время донышко поршня перемещается от
отверстия в стенке цилиндра до верхней мертвой
точки и обратно. Поэтому середина участка
а — б соответствует крайнему верхнему
положению поршня и момент нахождения поршня
компрессора в верхней мертвой точке
определяется путем деления участка а — б пополам.
Эти осциллограммы, кроме того, дают
возможность выявить взаимосвязь между характером
изменения давления в зазоре между поршнем и
цилиндром и величиной этого зазора.
На индикаторных диаграммах (см. рис. 3)
видно, что при увеличении зазора 2Д линии
расширения оставшегося в мертвом объеме пара
(процесс 4—5) смещаются влево. Это объясняется
тем, что при увеличении зазора в сопряжении
поршень — цилиндр возрастают протечки пара
через этот зазор из полости цилиндра в кожух
компрессора. В результате давление в цилиндре
падает до величины давления всасывания при
обратном ходе поршня тем быстрее, чем больше
зазор 2А. Однако смещение точки 5 влево на
индикаторной диаграмме не соответствует
увеличению объемного коэффициента Яс, так как
количество пара, оставшегося в мертвом объеме
в момент закрытия нагнетательного клапана,
при этом не изменяется. Поэтому объемный
коэффициент Хс определяли по индикаторной диаг-
Рис. 4. Осциллограммы изменения давления, снятые
датчиком, установленным в стенке цилиндра компрессора, в
режиме t0=—15°С; /К=30°С при зазорах в сопряжении
поршень — цилиндр:
/ — 2Д = 12 мкм; // — 2Д = 31 мкм; /// — 2А = 59 мкм.
рамме, соответствующей минимальному значению
зазора, и считали неизменным при увеличении
зазора.
Закономерным также является смещение на
индикаторных диаграммах при увеличении
зазора 2А линии сжатия пара (процесс 1—2)
влево. Оно объясняется возрастанием протечек пара
из полости цилиндра в полость низкого давления
при сжатии, что приводит к более позднему
открытию нагнетательного клапана, сокращению
длительности процесса нагнетания и,
соответственно, снижению производительности
компрессора.
На основании аналитических зависимостей,
полученных ранее [4, 5], был проведен
аналитический расчет величин протечек, коэффициента
плотности Япл и подачи X компрессора ФГ 0,7 ~
~ 3 B) при изменении зазора 2А от 10 до 80мкм.
При этом секундный расход пара Gn,
протекающего через зазор при постоянном перепаде
давлений, определяли по формуле
Сш = nDA
/:
mgOAp1{m+l)-1p{ l
х(р?+1-рГ+1)
In
?2
Pi'
4Д~
A)
где D — средний диаметр кольцевого зазора в
сопряжении поршень—цилиндр, м;
А — средний радиальный зазор, м;
т — произведение показателя адиабаты К на
эмпирический коэффициент *ф, учитывающий
влияние масла в хладагенте, температурных
деформаций сопрягаемых деталей и
других реальных факторов на процесс течения
пара в зазоре;
g—ускорение свободного падения, м/с2;
рх — давление всасывания, Па;
Pi и Рг — плотность пара в полости соответственно
всасывания и нагнетания, кг/м3;
\х — коэффициент трения по длине зазора в
поршневом сопряжении;
L — длина образующей поршня, м.
Массу протечек пара Gn2 через зазор в
сопряжении поршень — цилиндр работающего
компрессора в единицу Бремени вычисляли по
формуле
Сп2=»
П2=вТя"[я"~фA"~тI,
B)
где ф — угол поворота вала компрессора,
соответствующий процессу сжатия, рад;
т — коэффициент, учитывающий изменение давления
в цилиндре в процессе сжатия.
:На основании проведенного индицирования
были определены действительные значения угла
Ф и коэффициента т во всем диапазоне рабочих
режимов исследованного компрессора.
Изменение коэффициента т на различных
режимах показано на рис. 5.

Математическая обработка эксперименталь-
тальных данных позволила получить следующую
эмпирическую формулу для расчета
коэффициента т:
'к) [3,36 + 0,0556 (*0+ 25)],C)
кипения и кон-
т = 0,067+Ю-3 G4,7
где t0t tK
температуры соответственно
денсации, °С.
Массу протечек Gn2 рассчитывали на ЭВМ
КЮ20 по специально разработанной программе,
составленной на языке «Фортран».
Результаты расчетов Gn2, а также Япл и %
сопоставлены с экспериментальными дайными во
всем диапазоне режимов работы компрессора.
На основании сопоставления определено
значение эмпирического коэффициента яр. Для
высокооборотного компрессора, работающего на
фреоне-12, гр = 1,85.
t*SC
Рис. 5. Экспериментальные зависимости изменения
коэффициента т от температур кипения t0 и конденсации /к.
0,1
0' 0,01 0,04 0,06 0,05'' 0 0,02 Щ 2А-ЮУ
о т 6
и-
V^
N
*ягс\
Vs
80
^55°С
2№0мк\
\w
N01
6
II
Ярк/Ро
Рис. б. Зависимость коэффициента подачи А, компрессора
ФГ 0,7~3 B):
/ — от величины диаметрального зазора 2Ajb сопряжении
поршень — цилиндр при tK
¦ Рк
шения давлений •
Ро *
эксперимент; — — ¦
-расчет.
Сравнение расчетных и экспериментальных
зависимостей коэффициента подачи
компрессора X от величины зазора (рис. 6, I) показало, что
расхождение расчетных и экспериментальных
значений X не превышает 9% на всех режимах
работы компрессора ФГ 0,7 ~ 3 B).
По результатам экспериментальных
исследований построена также диаграмма зависимости
коэффициента подачи компрессора % от степени
сжатия pjp0 при различных зазорах в
сопряжении поршень — цилиндр (рис. 6, //). Эта
диаграмма может быть использована для
определения теплоэнергетических характеристик
компрессора ФГ 0,7 ~ 3 2) при работе в широком
3 Холодильная техника № 3
диапазоне рабочих режимов в период
эксплуатации и износа деталей.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 478208 (СССР).
2. Высокооборотные герметичные ротационные
компрессоры / П. Г. Ланграт, В. С. Крылов,
Э. В. Ядин и др. — Холодильная техника, 1971, № 4.
3. Захаров B.C. Применение ротаметра для
измерения малых расходов фреона. — Холодильная
техника, 1973, № 12.
4. Милованов В. И. Влияние зазора поршень —
цилиндр герметичного компрессора на его показатели. —
Холодильная техника, 1969, № 7.
5. Милованов В. И. Повышение долговечности
герметичных поршневых компрессоров методами
функциональной взаимозаменяемости. М., ЦНИИТЭИлег-
пищемаш, 1972.
6. Шаповалов Г. Л. Харьковский завод
холодильных машин на вахте пятилетки. — Холодильная
техника, 1974, № 6.
7. Э л ь к и н И. А. Влияние зазора поршень — цилиндр
на характеристики герметичного компрессора. —
Холодильная техника, 1966, № 2.
8. Smith Н. I. — J. of Refr., 1961, № 5.
17

УДК 697.4:621.577@88.8>
Анализ рабочих параметров установки
для тепло-, водо- и хладоснабжения
Канд. техн. наук В. В. ЗАВАДСКИЙ
Сибирский автомобильно-дорожный
институт им. В. В. Куйбышева
В целях утилизации тепла геотермальных или
других низкопотенциальных теплоисточников с
температурой до 40°С была предложена схема
для тепло- и водоснабжения, объединяющая
систему отопления с двумя фреоновыми
холодильными машинами, работающими в режиме
теплового насоса [1]. Модернизированный вариант
установки с возможностью ее использования для
хладоснабжения промышленных предприятий
или камер хранения скоропортящихся пищевых
продуктов был описан в работе [2].
Принципиальная схема установки для
тепло-, водо- и хладоснабжения показана на рис. 1.
Из геотермального или другого
низкопотенциального источника тепла вода после
трубопровода 1 двумя потоками направляется в
испарители 2 двух тепловых насосов, где
передает свое тепло кипящему хладагенту, и затем —
в систему хозяйственно-питьевого
водоснабжения 12. Третий поток поступает в конденсатор 5
II теплового насоса и из него с температурой
60°С — в систему горячего водоснабжения 10.
В конденсатор 5 I теплового насоса вода
подается из обратной магистрали системы отопления
Г*
"Ц~
ОВн
s ^
г
10
z !
L.pffciJ
iiiiiiiimiiiii
-/j
Рис. 1. Схема установки для тепло-, водо- и
хладоснабжения:
/ — первый тепловой насос; // — второй тепловой насос; 1 —
трубопровод; 2 — испарители; 3 — дроссельные вентили; 4 —
компрессоры; 5 — конденсаторы; 6 — котел; 7 — трубопровод;
8 — система отопления; 9 — емкость системы горячего
водоснабжения; 10 — система горячего водоснабжения; // —
водонапорная башня; 12 — система хозяйственно-питьевого
водоснабжения; 13 — холодильная камера.
S, нагревается и возвращается по
трубопроводу 7. При низких температурах наружного
воздуха перед подачей в отопительную систему она
предварительно подогревается в котле 6. В
летний период, когда система отопления не
работает, испаритель I теплового насоса
отключают, на конденсатор подают воду, например из
наземного водоема, и I тепловой насос
переключают на работу по схеме холодильной установки
для охлаждения продуктов в холодильной
камере 13.
Преимуществами предложенной установки с
двумя автономными тепловыми насосами па
сравнению с известными с одним тепловым
насосом являются: более низкое охлаждение
хозяйственно-питьевой воды и, следовательно, более
полное использование тепла геотермального
источника; решение проблемы обеспечения
холодом камер хранения пищевых продуктов,
круглогодичное использование холодильного
оборудования; более точное регулирование
температуры теплоносителя при обогреве зданий.
В работе [3] получена зависимость для
определения температуры охлажденной воды tx"B,
°С, после испарителя II теплового насоса:
<х.в=<-
источника, °С;
1>
количество воды, циркулирующей в системе го-
испаритель
где t — температура геотермального
6г. в _ .
рячего водоснабжения, м3/ч;
GXB — количество воды, проходящее через
II теплового насоса, м3/ч;
-температура воды в системе горячего
водоснабжения; °С;
т]д — коэффициент преобразования II теплового насоса.
Аналогично определяют температуру охлаж-
tv
денной воды /х.в»
лового насоса:
°С, после испарителя I теп-
'х,в = '-
(ТГ — Т0) 1
B>
_1_
^д
циркулирующее в системе
где G0 — количество воды,
отопления, м3/ч;
Gx в — количество воды, проходящее через
испаритель I теплового насоса, м3/ч;
тг» то — температура воды соответственно в горячем и
обратном трубопроводах системы отопления,,
СС;
г)- — коэффициент преобразования I теплового
насоса.

Зависимости получены при г]д=const.
Практически это условие выполнимо только для
II теплового насоса, работающего в постоянном
режиме.
Для определения т)д теплового насоса,
работающего в постоянном режиме, в формуле A)
выразим t'x через температуру кипения
хладагента t0, °С, а /г.в — через температуру
конденсации /к, °С:
*х.в = 'о + А*и; C)
*г. в = 'к ~ А/к, D)
где Л^и—-разность температур кипения хладагента и
охлажденной воды после испарителя II
теплового насоса, °С;
А/к — разность температур конденсации и воды в
системе горячего водоснабжения, °С.
Практически Д/и=Д/к=4ч-6°С.
В результате получим:
*o = t~-^(tK-t) 1--H. E)
Ох. в V ^д /
Построенный по этому выражению график
I °г. в\
т]д = / и, а = ^г>— при постоянных значениях
/к и t0 (рис. 2), представляющий гиперболу,
показывает, что изменение лд соответствует
действительности только в вершине гиперболы.
Выразим г)д через Г0, Тк, К, по эмпирической
зависимости [4 ]
Лд = °>7Актк — Т0 ~" (°'°032 то + 0J65 fr~) + 0,9 F)
и решим уравнение E) относительно расходов
<?г.в 7-70
'х.в (Гк— Т)
1
1
0,74 т _т —I 0,0032 Т0 +
+ 0,765^]+ 0,9 J
G)
где Т — температура геотермального источника, К.
Пд
20 50 40 t,°C
а=0,&
0,5
ОА
w
I&
Для двух значений температур
геотермального источника 25°С и 40°С построены
зависимости (рис. 3) t0=f (/K, а) по формуле G) и
Лд = / (*о» *к) по формуле F).
Таким образом, при определенной температуре
геотермального источника и при известном
отношении
Г в по полученным графическим
зависимостям можно определить остальные
неизвестные параметры: t0, tK1 г)д. .
Расчеты проведены методом последовательных
приближений с применением универсальной
вычислительной машины «Наири».
Для определения расчетных параметров I
теплового насоса, работающего в переменном
режиме, по аналогии со II тепловым насосом на
основе зависимостей C) и D), пренебрегая
известными величинами Д^и, А/к, выразим в
формуле B) тг через tK, °C, температуру
охлажденной воды t — через tQ, °C, и решим урав-
нение относительно
Go
t-U
!<?,
1
1— —
t-t0
^ к то
1
1 •
1 — —
Чд
(8)
Теоретически отношение G0/Gx, B может иметь
значение от 0 до сю. В практических условиях
наиболее вероятно, что общий расход
геотермальной воды из скважины распределяется
равномерно между тремя потоками, т. е.
Gx. в = Gx. в = сг. в-
t0>°C
22
18
/4
10
6
2
$
2
4
6
\j>
t-w°
V
W
V
\
г
\ 1
ч
/о
\^
ч|^>
^
^<&>
L
37 45 55 61 69 if,°C
31 33 47 55 63 71 tK?C
Рис. 2. Зависимость коэффициента преобразования rj
от температуры геотермального источника при различных
Gy. в
значениях а — „
Рис. 3. Зависимости tQ = f \ tKia =
и^д=
19

20
to
t-w°c
ОС
-30 ~20
~ю
о ti,r
Рис. 4. Зависимость разности температур т1—т0 от tH.
Однако количество воды, которое будет
направляться в конденсатор, зависит от скорости
воды в его трубках, которая должна быть в
пределах 0,5—2,0 м/с.
Ориентировочно в водяной контур
конденсатора комплектных холодильных машин
поступает то же количество воды, что и в
испаритель. Поэтому среднее значение ~< = 1 • Если
^х. в
пренебречь значениями А/к и А/и в формулах
D) и C), то разность температур tK — t0 равна
разности температур горячей и обратной воды
для отопления (до температуры наружного
воздуха 'н, при которой работает тепловой насос),
т. е.
'к — 'о = Ч — V, 'к = fг = Ч> W
где tj — температура воды в горячем трубопроводе
системы отопления, которая обеспечивается
нагревом в конденсаторе I теплового насоса, °С.
Предел значений t'B определяется
возможностью получения расчетного значения тх.
Из графика регулирования температур
теплоносителя для систем отопления [5],
откладывая разность температур хг—т0 по оси
ординат, например, при стандартном расчетном
перепаде тх — т0=95—70°С и значение
промежуточных температур наружного воздуха tH
по оси абсцисс, получим зависимость,
представляющую собой прямую линию (рис. 4). При
других значениях расчетного перепада температур
теплоносителя, зависящего от климатических
( х1 — тп
условий района, угол a I tg а =
*.
-М может быть
несколько большим или меньшим.
Следовательно, можно получить систему
уравнений
3-3=tga.
н
Тх — T0=*Htga;
(Ю)
Зависимость (8) с учетом (9) и A0) будет
иметь вид
Рис. 5. Зависимости *к — / [ *о> а' —• ^ " |, т]'=/(*к, /0)
и график регулирования температуры теплоносителя.
t-t0
tHtga
X
X
0,74
T0 + *Htga — t0
to
X
t0 + tH tg a
0,0032 *0 + 0,765X
+ 0,9
(П)
На графике (рис. 4) видно, что при t'n = — 36°С,
%1—т0=25°С и при максимальной высокой
наружной температуре воздуха в отопительный
период D°С)
25 — 4
! tga=- 46 =0,46.
По формуле A1) при температуре
геотермального источника 40°С на рис. 5 построены
зависимости tK=f (t0y а'), Лд = /(*к. *о>> , а также
график регулирования температур
теплоносителя при стандартной разности температур.
Таким образом получена обобщенная
зависимость между основными параметрами
геотермальной установки для теплового насоса,
работающего в переменном режиме, из которой
можно определить неизвестные величины при
различных условиях эксплуатации установки.
Например, требуется определить величину
коэффициента преобразования I теплового
насоса т]д при tH=—Ю°С, работающего от гео-
20

термального источника с температурой /=.40°С.
Система отопления рассчитана на стандартный
перепад температур с расчетной наружной
температурой воздуха tu = — 36°С . Отношение
а! = ° в данном случае примем равным 0,7.
По рис. 5 при t'n = — 10 °С определяем т0=^48°С,
тг=^к=:570С, затем t0=lO°C и по известным
значениям tK и t0 находим, что г)д=з,6.
При более низких значениях t'H, чем
приведенные на графике, эффективность теплового
насоса незначительна, поэтому воду в системе
Канд. техн. наук И. И. ПЕРЕЛЬШТЕЙН,
Е. Б. ПАРУШИН
Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
С каждым годом расширяется круг веществ,
применяемых в холодильной технике, о теплофизи-
ческих свойствах которых необходимо
располагать более или менее надежной информацией.
Эксперимент во всем необходимом диапазоне
параметров состояния оправдан лишь для
веществ, имеющих большое практическое
значение. В связи с этим в последнее время возросло
внимание к поиску новых качественных и
количественных закономерностей, обобщенных
уравнений и корреляций [3, 5, 6, 8, 11 ]. Однако
существующие обобщения в большинстве случаев
выполняются либо для ограниченных групп
веществ, либо с невысокой точностью, либо
требуют большого объема экспериментального
материала.
Лучшими являются методы расчета,
основанные на эмпирической систематизации опытных
данных и качественных выводах
последовательной статистической теории. В настоящее время
самый эффективный путь эмпирических
обобщений — метод термодинамического подобия. Все
известные методы термодинамического подобия
можно условно разделить на сравнительные и
обобщенные. Сравнительные методы
предполагают использование вещества-эталона, по
которому имеются достаточно надежные данные в
соответствующей области параметров
состояния. Представленные в табличном или
аналитическом виде обобщенные методы основаны на
применении непосредственно критериальных
уравнений.
отопления от т0 до тг надо нагревать в
котельной.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. 305327 (СССР).
2. А. с. 346552 (СССР).
3. Завадский В. В. Утилизация тепла
геотермальных вод с применением электрической энергии. — В кн.:
Использование тепла земли для производства
электроэнергии. М., 1975.
4. Мартыновский В. С. Тепловые насосы» М.,
Госэнергоиздат, 1955.
5. Справочник по теплоснабжению и вентиляции.
Р. В. Щекин, С. М. Кореневский, Г. Е. Бем и др.
Киев, Буд!вельник, 1968.
УДК 621.564j66-9.001.24
Для нормальных и слабоассоциированных
веществ широко применяется однопараметрический
закон соответственных состояний [5, 8, 11].
Некоторые исследователи предлагают описывать
свойства нормальны^ веществ с помощью двух-
параметрического закона соответственных
состояний, однако при этом либо не учитываются
корреляции между критериями, либо
используются не вполне обоснованные критерии [5, 8,
11].
На основе сравнительного метода расчета
И. С. Бадылькесом [1, 2] и А. В. Быковым [4]
для ряда рабочих веществ, построены
обладающие приемлемой точностью диаграммы,
которые нашли применение в инженерных расчетах.
Попытки распространить закон
соответственных состояний на ассоциированные вещества
до последнего времени не увенчались успехом.
В настоящей работе излагаются
установленные авторами закономерности, присущие
широкому кругу веществ, а также рассматриваются
методы получения коэффициентов предлагаемых
уравнений для нормальных и умеренноассоцииро-
ванных веществ по минимальному объему
опытных данных.
Наиболее важными являются закономерности
и уравнения, описывающие термодинамические
(плотность, коэффициент сжимаемости,
давление, теплоемкость) и теплофизические
(коэффициенты динамической вязкости и
теплопроводности) свойства веществ на линии насыщения и в
состояниях, близких к идеально-газовым.
Самым изученным термодинамическим
свойством является давление насыщенных паров.
21
Методы расчета термодинамических и теплофизических свойств
веществ по ограниченному объему опытных данных

Массовая обработка экспериментальных данных
показала
возможность совмещения в координатах
#
1 d2 In Ps
Х\т* d(l/xJ
R
¦]•
всех веществ в пределах допустимой
погрешности;
необходимость введения дополнительного
определяющего критерия Ра даже для слабоассо-
циированных веществ;
целесообразность отказа от условия Планка —
Риделя в критической точке:
d (d\nPs\
dx \ d\n%
т = 1
= 0.
(Использованные здесь и далее обозначения
величин и их единицы приведены в конце статьи.)
В результате было предложено уравнение
PKpexp[Rilnr + (Ri-4-PJ^(T)],
A)
где
vldefd\nPs
**1 = /Лпт
= d 1пт
Обработка данных о плотности кипящей
жидкости привела к уравнению
Р' = Ркр exp [at A - t)V3 + а%т (т)Ь B)
Между функциями W (т) и Г (т) найдена связь:
т—1 . \ dT(T)
У(т)=4(-
1пт +Г(т)-
* "V1^' d(x)\x==l^ <3>
Для функции Г(т) рекомендовано выражение
Г<„=(,-„[Л±^ + 4-]. ,4,
Уравнения A), B) с функциями,
определенными соотношениями C), D), описывают
надежные экспериментальные данные с точностью 0,1—
0,2% для всех проанализированных веществ,
кроме обычной и тяжелой воды [9]. Если же
отклонения превышают 0,2%, то, как правило,
они не выходят за пределы допустимой
погрешности или их можно существенно уменьшить
коррекцией критической температуры.
Между газовой постоянной, критической
температурой и параметрами уравнений A), B)
найдены корреляции:
lnpKp=0,728+0,088(R
А1= 1,4 + 0,03
p.»+'"fe)
+ w- и
-0,2Pa +
22=0,68 —0,07 Ri —0,5 P +L ,
F)
G)
причем введенные дополнительные параметры
Lp, La и Lp обладают следующими свойствами:
22
параметр Lp для всех проанализированных
веществ, кроме метана, равен нулю;
из параметров La и Lp в большинстве случаев
один обращается в нуль, а другой мал по
абсолютной величине.
Предлагаемые уравнения A), B) с учетом
корреляций E) — G) позволяют надежно
рассчитать давление насыщенных паров и плотность
кипящей жидкости по критической температуре
и нескольким экспериментальным точкам,
причем их число определяется классом, к которому
принадлежит вещество.
Коэффициент сжимаемости в однофазной
области и на линии насыщения со стороны сухого
насыщенного пара может быть рассчитан по
уравнению состояния. В настоящее время для
многих хорошо исследованных веществ
составлены аппроксимационные уравнения состояния
вида
2 = 1+1] ( II Ьит-Пр{. (8)
Методика расчета свойств по уравнению (8)
подробно изложена в работе [7]. При докрити-
ческих плотностях и умеренных температурах
(т^1,2) можно рекомендовать обобщенное
уравнение Битти — Бриджмена [6], которое
также приводится к виду (8).
Для инженерных расчетов ортобарических
вязкостей и теплопроводностей, т. е. в
состояниях, соответствующих кипящей жидкости и
сухому насыщенному пару, при т < 0,85 -f-
-f- 0,9 можно рекомендовать уравнение [9 ]
Ys = BsYexp(AsYx-1).
(9)
Совместный анализ ортобарических
плотностей, вязкостей и теплопроводностей при т>
>0,45 позволил выявить новую закономерность,
названную правилом логарифмического
прямолинейного диаметра [9]:
УХ7Х77"= Хкр exp [CXQ (т)]. A0)
Функция 0 (т) одна и та же для р, ц и К и
пригодна для всех веществ, кроме воды и гелия.
Для нее может быть рекомендовано выражение
е(Т) = 1пт + 4-Aт1JAТ1-1пт)[1"--
10
X
(^
1\4
X
A1).
Закономерность A0) не выполняется в малой
окрестности критической точки для X и,
возможно, г]. Вероятно, это связано с тем, что
установленная закономерность отражает лишь
регулярные части температурной зависимости
ортобарических величин.

Достоинством и существенным отличием
предложенного правила от правила
прямолинейного диаметра Кальете — Матиаса является
одинаковое по точности представление ортобариче-
ских плотностей, различающихся в сотни и
тысячи раз, а также включение в единую схему
равновесных и неравновесных свойств.
Более точно, чем по уравнению (9), вязкость
и теплопроводность на линии насыщения (т<
<0,99) могут быть получены по формуле
In Ys = In Гкр + psY0 (т) + qsY [9 (т)]Ч A2)
причем из зависимости A0) следует:
Яу + Яу = °; Ру + Ру = 2 су-
Теплофизические свойства при низких
давлениях можно рассчитать, если известен
потенциал межмолекулярного взаимодействия,
однако в ближайшее время он вряд ли будет
установлен.
Поэтому в настоящей работе предлагается
использовать следующее уравнение для
вязкости и теплопроводности:
YT = Yfexp[DYQ(T)]. A3)
Полученные результаты приводят к
целесообразности введения собственной шкалы
температуры
, gjr)
§-е(тБ)'
которая обладает следующими свойствами:
совпадают критические точки всех веществ:
?кр=0;
совпадают точки Бойля всех веществ: ?Б =1;
линеаризуются логарифмы вязкости и
теплопроводности при низких давлениях:
lnKr=lnyf + dYl\
линеаризуются логарифмы изохорной
теплоемкости в идеально-газовом состоянии:
\nC°v=\nC°v^ + dcb
0,6^т^1,5;
линеаризуются полусуммы логарифмов орто-
барических плотностей, вязкостей и теплопро-
водностей:
0,45^т<1;
совмещаются вторые вириальные
коэффициенты:
Вх = я?р е-* 0 -1)A + 0,1? + 0,2?*); A4)
0,5^т^4.
Применение собственной шкалы температур
позволяет не только единообразно представить
обнаруженные закономерности, но и упростить
расчет теплофизических свойств
малоисследованных веществ.
Рассмотрим теперь способы получения
коэффициентов уравнений A), B), A0), A2) — A4)
в том случае, когда известна только нормальная
температура кипения, поскольку при наличии
экспериментальных данных эта задача
тривиальна.
Критические температура и давление могут
быть получены методом инкрементов [81.
Для Ра можно принять значение ближайшего
гомолога или предположительно близкого по
свойствам вещества, а затем определить
критерий Ri, решив уравнение A) относительно
Ri при нормальной температуре кипения. При
наличии экспериментальных данных, помимо
нормальной температуры кипения, следует, в
первую очередь, корректировать Ркр и Ri.
Располагая значениями TKV, PKp, Ri и Ра>
легко рассчитать температурную зависимость
давления насыщенного пара по уравнению A).
Плотность кипящей жидкости можно
рассчитать по уравнению B) с учетом корреляций E),
F), G), положив La =L$ =LP=0 или Lp =
=LP =0, а для La принять значение
ближайшего гомолога. При наличии данных о
плотности кипящей жидкости следует уточнить
поправку La9 сохраняя Lp =ЬР =0.
Постоянные уравнения A0) для вязкости фре-
онов могут быть получены из соотношений:
П /з
л КО
1пт)кр=-11,70+1п ,/./. ' A5)
* * Кр
4
Сч = 0,88- зе(тБ) *
Аналогичной корреляции для
теплопроводности в настоящее время не установлено.
Вязкость фреонов при низких давлениях
может быть получена по уравнению A3), если
принять
р1/.
1ппУ 12,70 + In «P , A7)
А * кр
0Ч = О,88.
При определении теплопроводности фреонов
при низких давлениях по уравнению A3)
значение ^4Р может быть рассчитано по методу
[12], распространенному на бромированные фрео-
ны:
23

где
Дс_н=519;
ДС_Р = 279; Дс_с,:
A8)
422;
АС-вг=313; Дс_с = -307.
Значение Dx рекомендуется находить из
выражения
<ЛпС°0(т)
^=0,88+ dH%)
T=l
A9)
причем с° желательно заимствовать из
литературы (например, [10, 14]) или
воспользоваться рекомендуемым ниже методом.
Для малоисследованных фреонов
предлагается метод расчета теплоемкости в идеально-
газовом состоянии, который основан на
следующих предположениях:
вклад составляющих колебаний относительно
невелик;
делаются некоторые допущения при
рассмотрении энергии внутреннего вращения;
применяется эмпирическая температурная
функция 0 (т).
Окончательно уравнение имеет вид:
Здесь
°° г /V9(t)-
0,1 R -с*е
Ог(тхгJе~ТхгA_е-ТХ0-2
B0)
B1)
Сц = Яо+У
CbD^V Qt(TXiL Xl(\-e Xl)
xlTXi—2 + 2TXie *l(l-e
|1,4385(o |
TXi = т
* к
TXi
)-П.
B2)
кр
Добрац [8] рекомендует следующий способ
выбора весовых множителей Qt:
Qo = 3-
т
2 •
для растягивающих колебаний
Qi = Qi,
для изгибающих колебаний
3/1 — б — т
-2«
/
2«
•^*.
Значения волновых чисел растягивающих и
изгибающих колебаний для соответствующих
связей можно найти в литературе или
воспользоваться средними значениями [8].
Второй вириальный коэффициент может быть
рассчитан по уравнению A4), в котором
24
?рРкр= -0,0834Ri.
0,69,
тб находится по формуле A6), а ркр — по
корреляции E).
Таким образом, предложенные уравнения и
корреляции, за исключением уравнения (9),
позволяют с приемлемой для инженерных
расчетов точностью 2—5 % определить почти все
необходимые термодинамические и теплофизиче-
ские свойства веществ как на линии насыщения,
так и при умеренных плотностях по одной
нормальной температуре кипения. Для получения
коэффициентов уравнения A2) по вязкости
требуется с учетом уравнения A0) одно значение
вязкости сухого насыщенного пара или
кипящей жидкости при т 6 @,75; 0,85), так как
при т<0,65 г)" практически равно цТ. Для
получения коэффициентов уравнения A2) по
теплопроводности необходимо располагать одним
значением со стороны сухого насыщенного пара
и двумя — со стороны кипящей жидкости.
Все предлагаемые уравнения и корреляции
применимы не только для малоизученных
веществ, но и для хорошо исследованных, в том
числе для подавляющего большинства
хладагентов практически с точностью опыта.
Таким образом, необходимые для расчета и
оптимизации холодильных машин свойства
рабочих веществ могут быть найдены по следующим
уравнениям:
Рв-A); Р'-B);
р"-A)и(8); В!-A4);
Z,P-(B); C°, -B0);
¦Пг, *т —О3);
г]', г)", V, Г —(9) или A2).
Практические рекомендации, исходные и
вспомогательные данные для фреонов-12, 22 и
аммиака помещены в справочном отделе журнала.
Там же приведены значения параметров,
входящих в уравнения (8), B1) — B4).
Использованные обозначения
R — газовая постоянная вещества,
10бПа-см3/(г.К);
Т — температура, К;
Р~ давление, 10б Па (бар);
р — плотность, г/см3;
Р
RTp
коэффициент сжимаемости;
Q — изохорная теплоемкость в идеально-газовом
состоянии, кДж/(кг-К);
х] — коэффициент динамической вязкости, Па «с;
X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К);
Y — т] или X;
X — т), X или р;

Hi, Pa, cxdY,dCf
ai> a2 — определяющие критерии;
r' а' 0' p'
A*Y, By* Py> <7y>
Cx, DY, bij, Ck,Dc — индивидуальные константы;
T
т = —7р — приведенная температура;
1 кр
ххх — приведенная характеристическая
колебательная температура связи
t-ro типа;
п — число атомов в молекуле;
qi — число связей i-ro типа;
пг — число свободно вращающихся
связей;
со j — волновое число растягивающих
или изгибающих колебаний, см—1;
А — инкремент связи атомов или групп;
Г(т), ^(т), 6 (т) — функции приведенной температуры.
Индексы обозначают, что величина взята:
s — на линии насыщения;
' — то же, со стороны кипящей
жидкости;
" — то же, со стороны сухого
насыщенного пара;
кр (подстрочный) — в критической точке;
кр (надстрочный) — при критической температуре;
Б — в точке Бойля;
Т — при низких давлениях;
н-~в нормальной точке кипения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бадылькес И. С. Обобщенный метод расчета
термодинамических свойств холодильных агентов. М.,
Госторгиздат, 1963.
Канд. техн. наук С. Р. ГО ПИН,
канд. техн. наук В. А. ТИХОМИРОВ,
канд. техн. наук В. М. ШАВРА, С. В. АВЕРИН,
Н. И. ВАСИЛЬЕВ, В. П. КОЖЕВНИКОВА
вНИИторгмаш
Утвержденный в мае 1977 г. ГОСТ 22502—77
«Агрегаты герметичные холодильные для
торгового оборудования. Технические условия»
допускает отклонение холодопроизводительности
агрегата от номинального значения не более
чем на ±10 %. В то же время, как показано в
работах [5, 7], полезная холодопроизизводитель-
ность холодильной машины (без
регенеративного теплообменника) в зависимости от
бесполезного перегрева на всасывающей линии может
снижаться на 20—40%.
2. Бадылькес И. С. Свойства холодильных
агентов. М., Пищевая промышленность, 1974.
3. Бретшнайдер С. Свойства газов и жидкостей.
М. — Л., Химия, 1966.
4. Быков А. В. Методика расчета диаграммы
состояния рабочих веществ с использованием закономерностей
термодинамического подобия. — Труды ВНИИ холод-
маша. М., 1972.
5. Гиршфельдер Д., Кертисс Б., БердЧ.
Молекулярная теория газов и жидкостей. М., ИЛ,
1961.
6. Перельштейн И. И. Исследование
термодинамических свойств холодильных агентов. М.,
Госторгиздат, 1963.
7. Перельштейн И. И., Парушин Е. Б.
Методика определения термодинамических свойств
основных хладагентов по экспериментальным данным. —
Холодильная техника, 1976, № 1.
8. Рид Р., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей.
Л., Химия, 1971.
9. Термодинамические свойства важнейших
рабочих веществ холодильных машин/Под ред.
И. И. Перелыптейна. М., ВНИХИ, 1976.
10. Термодинамические свойства
индивидуальных веществ. Справочник/Под ред. В. П. Глушко. М.,
Изд-во АН СССР, 1962.
11. Филиппов Л. П. Методы расчета и
прогнозирования свойств жидкостей и газов на основе теории
термодинамического подобия. Вып. 2. М., ИВТ АН
СССР, 1977.
12. Ц в е т к о в О. Б., Л а п т е в Ю. А.,
Поляков Н. А. Теплопроводность газообразных фреонов
при атмосферном давлении. — В кн.: Машины и
аппараты холодильной, криогенной техники и
кондиционирования воздуха. Л., 1976.
13. ASHRAE. Handbook of fundamentals. Sec.
Printing, 1974.
14. I A N A F. Thermodynamical Tables. NSRDS —
NBS, 37, 1971.
Известный путь повышения
холодопроизводительности — использование процесса
внутренней регенерации тепла в термодинамическом
цикле холодильных машин. Однако наибольшее
повышение теплоэнергетических показателей
малых холодильных машин достигается лишь при
оптимальном выборе соотношений размеров
испарителя, регенеративного теплообменника и
холодильного агрегата, в противном случае,
несмотря на наличие регенеративного
теплообменника в схеме холодильной машины, ее
показатели могут даже ухудшаться [2].
В настоящее время регенеративные
теплообменники, которыми комплектуются среднетем-
пературные холодильные агрегаты
производительностью от 630 до 1600 Вт, имеют слишком
4 Холодильная техника № 3
25
Результаты испытаний регенеративных теплообменников
малых холодильных машин

малую теплопередающую поверхность [1], что
приводит к недостаточному перегреву пара.
При фиксированном значении скорости пара,
которую для обеспечения возврата масла
следует принимать от 2 до 6 м/с, наиболее
эффективной конструкцией регенеративного
теплообменника, имеющего высокую степень
регенерации, является «змеевик на трубе» [2, 6], при
этом используется всасывающий трубопровод
между испарителем и компрессором.
В настоящее время Минхиммашем освоено
производство десятиканальных медноалюминие-
вых труб, которые применяются в кожухотруб-
ных испарителях с внутритрубным кипением.
Производство таких испарителей налажено ПО
«Мелитопольхолодмаш» и Черкесским заводом
холодильного машиностроения.
В целях проверки возможности
использования десятиканальных медноалюминиевых труб
в регенеративных теплообменниках малых холо-
дильных|машин был изготовлен и испытан
опытный образец теплообменника конструкции
«змеевик на трубе» (рис. 1, а). Пар двигался по
внутренней трубе диаметром 20 X1,5 мм с звездооб-
разной|вставкой с расходящимися
продольными алюминиевыми ребрами, а жидкость —
по медной трубе диаметром 8x1 мм, навитой на
трубу с внутренним оребрением. Тепловой
контакт обеспечивался пайкой мягким припоем.
Ниже рассматриваются результаты
сравнительных испытаний опытного образца
регенеративного теплообменника с внутренним
оребрением и теплообменника марки 76. 00 типа
«труба в трубе», которым комплектуется
большинство среднетемпературных агрегатов холо-
допроизводительностью от 630 до 1600 Вт,
выпускаемых ПО «Торгхолодмаш».
В теплообменнике марки 76.00 (рис. 1,6)
пар проходил по внутренней трубе диаметром
10x1 мм, а жидкость — в пространстве между
внутренней и наружной (диаметром 16x1 мм)
трубами.
Технические характеристики испытанных
теплообменников представлены в табл. 1.
Цель испытаний теплообменников —
определение их теплотехнических и
гидродинамических характеристик, выявление оптимального
варианта теплообменника в зависимости от
конструктивного совершенства и степени
регенерации, а также вычисление по опытным
данным действительного прироста холодопроиз-
водительности.
Теплообменники испытывали в составе
агрегатов ВС 800 и ФАК-1,5М.
Предварительно агрегаты проверяли на
калориметрическом стенде (без регенеративного
теплообменника) в соответствии с ГОСТ 22502—77.
Количество циркулирующего хладагента
(фреона-12) определяли двумя способами: калоримет-
Рис. 1. Исследованные регенеративные теплообменники:
а — с внутренним оребрением; б — типа «труба в трубе»; 1 —
выход жидкости; 2 — вход жидкости; 3 — вход пара; 4 —
выход пара.
Та блица I
Показатели
Поверхность со стороны
пара Fn, м2
Поверхность со стороны
жидкости Fm, м2
Площадь живого сечения со
стороны пара /п, м2
Площадь живого сечения со
стороны жидкости /ж, м2
Габаритные размеры, мм
Компактность Р = тг"»м2/м3
Кг
(Vr — занимаемый объем по
габаритным размерам)
Масса, кг

Теплообменник типа
«труба в трубе»
марки 76.00
0,017
0,022
0,5-Ю-4
0,75-Ю-4
250X170X70
6
0,9

Теплообменник с
внутренним
оребрением
0,0942
0,0715
1,17-Ю-4
0,28-Ю-4
640x60x40
63
1,72
ром с вторичным хладагентом и по
характеристикам компрессора, который испытывали
заранее. Расхождение этих данных составляло от
2 до 8%. Концентрация масла, определенная
по методике ГОСТ 22502—77, не превышала 1 %
(по объему).
26

Затем проводили испытания агрегатов с
регенеративными теплообменниками. Агрегат
вместе с регенеративным теплоообменником
устанавливали в камеру с тепловой изоляцией.
Для исключения теплопритоков из окружающей
среды теплообменник тщательно изолировали.
В процессе испытаний агрегатов с
регенеративными теплообменниками в дополнение к
параметрам, измеренным по ГОСТ 22502—77,
определяли температуры жидкости tml и пара tul
на входе в теплообменник и температуры
жидкости tm2 и пара tu2 на выходе из
теплообменника ртутными лабораторными термометрами с
ценой деления 0,1°С и восемью медь-константа-
новыми термопарами (по двум термопарам,
прикрепленным к стенкам труб на входе и выходе
жидкости и пара).
Полное гидравлическое сопротивление на
стороне пара измеряли дифференциальным
манометром типа ДТ-50 с глицериновым заполнением,
а при падении давления более 10 кПа
@,1 кгс/см2) — с ртутным заполнением.
Среднеквадратичные погрешности при этом не
превышали 2%.
Массовую производительность агрегата
определяли по ротаметру, предварительно про-
тарированному на калориметрическом стенде.
Заданную степень сухости в паровом потоке на
входе в теплообменник создавали регулировкой
нагрузки на калориметр с вторичным
хладагентом,
Агрегаты ВС 800 и ФАК-1,5М^с
регенеративными теплообменниками испытывали на
режимах, указанных в табл. 2.
Скорость пара в теплообменнике «труба в
трубе» изменялась в диапазоне 7—18 м/с, в
теплообменнике с внутренним оребрением — 5—9 м/с,
массовое содержание жидкости в паровом
потоке составляло 0—10%.
Теплогидродинамические характеристики
теплообменников определяли по следующей
методике.
Коэффициент теплопередачи &, кВт/(м2-К),
отнесенный к поверхности со стороны пара,
рассчитывали по формуле
к ~ FUQ
где Ga—массовая производительность агрегата, кг/с;
1*Ж1, /Ш2— энтальпия жидкого хладагента
соответственно на входе в теплообменник и выходе из
него, кДж/кг;
9 — среднелогарифмическая разность температур,
°С;
п (*Ж1 ^ш) UJK2 *П1/
9= -, =^ 8;
, *Ж1 *П2
1п~~7—=Г7
*Ж2 *Ш
8 — поправка на перекрестный ток, определяемая из
работы [4].
4*
Таблица 2
Температура
кипения t0, °C
-15
—25
—25
Температура
окружающего
воздуха
<о.в' °С
20
20
40
Температура
пара на входе
в
теплообменник t , °С
—5
—10
—15
-15
—20
—25
—20
Степень сухости
пара на входе в
теплообменник
X
0,9—1
0,9—1
1
Среднеквадратичные погрешности при расчете
коэффициентов теплопередачи составляли для
большинства опытов 12% и не превышали 18%.
Сухость пара на входе определяли из
баланса теплообменника:
- (*Ж1 *Ж2) (*П2 *ni)
Х~ Г
где г — теплота парообразования, кДж/кг.
Предельная относительная погрешность при
определении сухости пара этим способом не
превышала 3%. Ь, \
Кроме того, для сравнения испытанных
теплообменников определяли их степень
регенерации:
при сухости х=1 ]
при х<<1
*Ж1 *Ж2
ф~ К-«'пО+U-*)' *
где in — энтальпия пара, определяемая по температуре
жидкости ^Ж1 и давлению кипения, кДж/кг.
Для оценки возможного прироста холодо-
производительности использовали методику и
обозначения, принятые в работах [2, 6].
Прирост холодопроизводительности и
холодильного коэффициента подсчитывали по
уравнению
Qop _ _?р_ _ Л , *Ж1 — *жг\ Л+<*(*П2— *щ)\
*(--?-)¦
где Qop, Qo — холодопроизводительность агрегата с
регенеративным теплообменником и без
него; Вт;
27

ер, е — холодильный коэффициент агрегата с
регенеративным теплообменником и без
него;
i" — энтальпия пара в состоянии насыщения
(по давлению р0) в агрегате без
теплообменника, кДж/кг;
а — коэффициент увеличения подачи
компрессора в зависимости от перегрева пара
(приняли а = 0,003 по данным [6]).
Го — температура кипения, К;
Др — полное падение давления на стороне
пара, Па:
р0 — давление, соответствующее температуре
кипения, Па.
Первый сомножитель последнего уравнения
показывает прирост холодопроизводительности в
результате «чистой» внутренней регенерации
холодильного цикла, второй — снижение
холодопроизводительности вследствие увеличения
удельного объема на линии всасывания
(несмотря на некоторый рост коэффициента подачи
компрессора) и третий — снижение
холодопроизводительности из-за депрессии на стороне
пара в регенеративном теплообменнике. Третий
сомножитель оказывает наиболее сильное
влияние [2], что может привести при неправильно
выбранном варианте регенеративного
теплообменника даже к снижению энергетических
показателей холодильной машины.
На рис. 2 представлены зависимости
коэффициента теплопередачи и гидравлического
сопротивления опытного образца регенеративного
теплообменника с внутренним оребрением от
массовой скорости пара. Как видно из графиков,
степень сухости входящего пара значительно
влияет на коэффициент теплопередачи и весьма
слабо сказывается на гидравлическом
сопротивлении.
Теоретические расчеты с учетом данных 14,
6] показали, что опытные значения
коэффициентов теплопередачи примерно на 10—15%
меньше расчетных (см. рис. 2, а). Это, по-видимому,
связано с некоторым термическим
сопротивлением в месте контакта паровой и жидкостной
линий, а также термическим сопротивлением
ребер.
Измеренные значения гидравлического
сопротивления (см. рис. 2, б) оказались в 2—
2,5 раза выше рассчитанных по известным
зависимостям, что объясняется наличием масла
(до 1 % по объему) в паровом потоке.
Аналогичное явление наблюдалось в исследованиях
А. С. Крузе [3].
На рис. 3 приведена зависимость прироста
холодопроизводительности и степени
регенерации от перегрева пара (при х=0,98-М). При
перегревах пара на входе в теплообменник до
10°С, что характерно для работы действительной
холодильной машины, эти характеристики
практически не меняются. В то же время
теплообменник типа «труба в трубе» имеет степень
/г, ВфЧ
200
100
80
60
40
.7/7
О
/У
ж
о
у\А
/ /
'•
•
!
/
А/
'о
'
•
•
*
Расчет
— Эксперимент
J
L_
L
L_
l_
20 30 W 50 60 70в0щкг/(м2.с)
ДркПа
6
5
0,8
/ /о
о
20
30 <tO 50 60 70 вОщкг/Ш
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплопередачи (а) и
гидравлического сопротивления (б) от скорости пара:
О — х=0,9ч-0,98; # — *=0,98-*-1.
регенерации ср=0,5, а теплообменник с
внутренним оребрением — ср=0,75. Соответственно
отличается и прирост
холодопроизводительности.
Сравнение регенеративных теплообменников
различных конструкций (при фиксированной
скорости пара) можно проводить по симплексу
( д ) [2]. Полученные опытные данные,
обработанные таким образом, представлены на рис. 4.
Теплообменник «труба в трубе» значительно
(примерно в 10 раз) уступает теплообменнику с
внутренним оребрением по компактности, т. е.
может передать существенно меньше тепла с еди-
28

0,7
as
o,5
ол
¦
-•¦ ,
•
/
_, JP ,
\
)'¦ *
, У
•
%7
W
L-».
•—
1,15
1,10
1,05
too
10
t°c
Рис. З. Влияние перегрева на характеристики
теплообменников (агрегат ВС 800):
/ — типа «труба в трубе»; 2 — с внутренним оребрением; х=
= 0,98-=-!; /0 = —15°С; *0.В=20°С.
,—*ч
«НЗ-
щ
1,4
1,2
1,0
- 1 *
• м г
} I I 1_ I I 1
10 14 20 30 ЧО&^М
Рис. 4. Сравнение эффективности регенеративных
теплообменников (индексы 1 и 2 — соответственно типа «труба
в трубе» и с внутренним оребрением).
ницы объема, что особенно важно при
встраивании холодильного агрегата в торговое
оборудование, так как теплообменник обычно
располагается в машинном отделении.
На рис. 5 показан прирост холодопроизводи-
тельности в зависимости от массовой
производительности агрегата при температурах кипения
—25 и —15°С и окружающего воздуха 20°С.
На указанных режимах и при степени сухости
пара х=0,98-ь-1 для агрегатов ВС 800 и, ФАК-
1,5М с регенеративным теплообменником с
внутренним оребрением прирост холодопроизводи-
тельности составил от 8 до 12%, при х—0,9 —
от 18 до 22%, а с теплообменником типа «труба
в трубе» при х=0,98-г-1 — лишь от 1 до 5%.
На низкотемпературном режиме (i0=—25°С,
/0.В=40°С, х=1) прирост холодопроизводитель-
ности составил при работе агрегатов с
теплообменником с внутренним оребрением 22%, с
теплообменником «труба в трубе» — 9%.
Учитывая, что включение в схему
холодильной машины регенеративного теплообменника
становится экономически выгодным лишь при
1,20
1,15
1,10
1,05
/,00
А
д ^**-
2
1
1 °
**^^о
А
Д4
д
о
^ о
°
10
15
20
30 &,кг/ч
Рис. 5. Зависимость прироста холодопроизводительности
от массовой производительности агрегата с
регенеративным теплообменником:
I — типа «труба в трубе»; 2 — с внутренним оребрением; а,о —
соответственно —25 и — 15°С при *=0,98ч-1; А, ф —
соответственно -—25 и — 15°С при #=0,9.
-тг2- > 1,04 [2], применение выпускаемого в
настоящее время теплообменника «труба в
трубе» марки 76.00 в среднетемпературных!
поршневых холодильных агрегатах холодопроизводи-
тельностью от 630 до 1600 Вт нецелесообразно.
Экстраполируя данные рис. 4 в область
более высоких расходов, можно видеть, что
испытанный регенеративный теплообменник с
внутренним оребрением можно применять при сред-
нетемпературном режиме работы в поршневых
агрегатах холодопроизводительностью до 2000—
2500 Вт.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Зеликовский И. X. Справочник по теплооб-
менным аппаратам малых холодильных машин. М.,
Пищевая промышленность, 1973.
2. Крузе А. С. Оптимальная степень внутренней
регенерации тепла в компрессионной одноступенчатой
холодильной машине. — В кн.: Совершенствование малых
холодильных машин. М., 1976.
3. Крузе А. С. Теплопередачи и гидродинамика в
регенеративных теплообменниках малых холодильных
машин. — Холодильная техника, 1973, № 9.
4. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы
теплопередачи. М., Энергия, 1973.
5. Ш а в р а В. М. Влияние перегрева всасываемого пара
на работу фреонового компрессора. — Холодильная
техника, 1963, № 1.
6. Якобсон В. Б. Малые холодильные машины.
М., Пищевая промышленность, 1977.
7. W о 1 f f H. — Klima+Kalte-Ingenieur, 1977, № 1.
а

УДК 536.24:617
Интенсификация теплообмена в криохирургических инструментах
О. Ф. КИНЕВСКИЙ, В. А. ТРУШИНА,
Ю. А. ШВЕЦОВ
Институт физики АН УССР
Канд. техн. наук Ю. Н. ОСТРОВСКИЙ
Институт технической теплофизики АН УССР
Необходимость .реализации больших скоростей
охлаждения, способствующих эффективному
разрушению злокачественных новообразований [4],
обусловливает поиски путей интенсификации
теплообмена в замораживающих наконечниках
криохирургических инструментов.
Принимая во внимание, что медицинские
требования, равно как и требования техники
безопасности, предопределили широкое
использование в криохирургических инструментах в
качестве хладагента жидкого азота [10],
актуальной становится проблема интенсификации
теплообмена при кипении его в специфических
условиях работы криохирургических
инструментов, i
Специфичность условий проявляется в том,
что из-за большого перепада температур между
охлаждаемым объектом (обычно +36°С) и
кипящим азотом (—196°С) в теплообменнике крио-
инструмента возникает пленочное кипение [9].
Образующаяся при этом паровая прослойка на
теплоотдающей поверхности представляет
значительное термическое сопротивление,
снижающее замораживающие возможности криоинстру-
мента. Циркулирующий над этой прослойкой
хладагент практически не участвует в процессе
теплоотдачи, что обусловливает его перерасход.
Известно [3], что интенсифицировать
теплообмен при кипении можно повышением давления
до @,3-f-0,4)/?Kp, что для азота составит (9,5—
13.10бПа.
Реализация таких давлений в
теплообменниках криохирургических инструментов
затруднена по соображениям техники безопасности,
технологии изготовления и удобства эксплуатации.
Материал теплопередающей стенки
наконечника, выполненного в виде тонкостенного
стакана, не оказывает существенного влияния на
замораживающие способности
криохирургических инструментов [5], а увеличение расхода
хладагента рационально до некоторой,
определенной для каждого типоразмера наконечника,
величины [61. Следовательно,
интенсифицировать теплообмен путем увеличения расхода
хладагента целесообразно главным образом в
неавтономных криохирургических устройствах,
в которых инструмент сообщается гибким
шлангом с сосудом большой емкости для хладагента.
В автономных же устройствах, в которых сосуд
с хладагентом и замораживающий наконечник
выполнены в виде малогабаритного прибора,
использование этого метода возможно только при
малых размерах теплообменника.
Очевидно, что значительно увеличить тепло-
съем можно, создавая условия для перехода от
пленочного режима кипения к пузырьковому.
Эффективным средством для этого является
использование неизотермической поверхности
теплоотдачи [8], на которой имеются участки с
температурой, ниже температуры в месте контакта
теплообменника криоинструмента с объектом
криовоздействия. Такие участки могут быть на
вершинах ребер, выполненных на внутренней
поверхности теплопередающей стенки. При
определенных температурах вблизи вершины
ребра произойдет переход от пленочного режима
кипения к пузырьковому, который по мере
охлаждения ребра распространится на остальную
поверхность теплоотдачи. Даже в случае
сохранения пленочного режима кипения у основания
ребра (смешанное кипение) средняя
интенсивность теплоотдачи должна быть выше, чем при
чисто пленочном режиме кипения.
Организация подобного теплообмена включает
также создание рациональной гидродинамики
потока хладагента. В противном случае можно
практически свести на нет преимущества
неизотермической поверхности, как это имеет место в
некоторых конструкциях [7].
В целях выяснения эффективности улучшения
теплообмена путем создания неизотермической
поверхности теплоотдачи и рациональной
организации потока хладагента были проведены
сравнительные испытания известных
конструкций наконечников криозондов [7] и криоап-
пликаторов [1] с разработанными в Институте
физики и Институте технической теплофизики
АН УССР конструкциями наконечников [2]
(рис. 1), отличающихся наличием
неизотермических ребер на теплоотдающей поверхности и
организацией потока хладагента.
Полагая, что инструмент с более высокими
теплообменными характеристиками в любой
среде продемонстрирует свое преимущество,
сравнительные испытания провели на воде.
Установка для проведения испытаний (рис. 2)
включала: сосуд 1 с плоскопараллельными
прозрачными стенками, криоинструменты 11 с
исследуемыми наконечниками, экран 14, источник
света 13 и фотоаппарат 2.
36

\Ja ?J_
Рис. 1. Конструкции исследованных наконечников
криоинструментов:
а — зонд [2J; б — зонд Е7]; в — новый аппликатор; г —
аппликатор [1].
Рис. 2. Схема экспериментальной установки.
Принудительная циркуляция хладагента
через наконечники криоинструментов
осуществлялась двумя способами: с помощью отсасывате-
лей 3, подсоединяемых к выпускным
магистралям криоинструментов, и созданием
избыточного давления в герметично закрываемых сосудах
криоинструментов путем подачи напряжения на
нагреватели 12 от источников питания 8.
Давление в сосудах регулировалось реостатами 9
и вентилями 5. Пульсации давления
сглаживали ресиверы 10. Расход хладагента измеряли
ротаметрами 6. Теплообменники 7 подогревали
хладагент до комнатной температуры. С
помощью вентилей 4 осуществлялся переход от
одного способа циркуляции к другому.
Испытания проводили следующим образом.
Перед включением принудительной
циркуляции хладагента криоаппликаторы приводили в
31

::;.
Рис. 3. Зоны замораживания после 5 мин криовоздеиствия:
а — зонд [7]; б — зонд [2]; в — аппликатор [1]; г — новый
аппликатор,
контакт с поверхностью воды, а криозонды
погружали на одинаковую глубину. Затем
инструменты фотографировали. т
После заполнения встроенных в криоинстру-
менты сосудов жидким азотом включали систему
принудительной циркуляции и через
определенные промежутки времени фотографировали зоны
замораживания (рис. 3) и одновременно
регистрировали показания ротаметров.
Размеры зон замораживания определяли по
увеличенным фотоизображениям. При этом в
качестве масштабного эталона использовали части
криоинстр у ментов.
По предварительно построенным тарировоч-
ным графикам «объем в функции размеров»
определяли зависимость объема замороженных зон
от времени криовоздеиствия (рис. 4).
Эффективность криохирургических
инструментов с новыми теплообменниками была
проверена в экспериментах на животных с перевивной
карциномой Герена. Наблюдения проводили над
41 белой беспородной крысой. Криовоздействию
с помощью зондов диаметром 4 мм подвергали
опухоли со средним объемом 7,7 см3.
Проведены две серии опытов. В первой серии
среднее время криовоздеиствия зондом с новым
теплообменником [2*] составило 5,1 мин, а во
второй серии для замораживания опухолей
зондом известной конструкции [7] потребовалось
10,1 мин.
Из 20 животных, подвергавшихся криовоз-
действию с помощью нового зонда, первично
излечены 13F5%), у 7 животных C5%)
возникли рецидивы опухолевого роста. В группе
животных, у которых опухоль замораживали с
помощью известного зонда [7], первично
излечены 8 C8 %), рецидивы опухолевого роста
возникли у 13 животных F2%).
Проведенные эксперименты показали, что
разработанные конструкции наконечников
криохирургических инструментов позволяют:
замораживать в 2—4 раза большие объемы,
чем применяющиеся конструкции
наконечников [7];
V,cm-
70
fif)
JO
¦w
JO
10
m
lU
0
V,CM5\
12 \
1П i
R L
4 r
9 i-
L Г
Я
j
/
/
к
\l
]f
Г
Pr
у
п
I 2
i
\Pr
+~~
2 4 6 8%muh
a
l
A
fi
J J,
A
f
A
г
/+
<t
t»
AH
4 %MUH
Рис. 4. Зависимость объема замороженной зоны от вре^-
мени криовоздеиствия при сравнительных испытаниях:
а — зондов; б — аппликаторов; / — зонд [2]; 2 — зонд [7]^
3 — новый аппликатор; 4 — аппликатор [l ].
32

снизить расход хладагента;
сократить время проведения операции;
добиться большего процента излечения
злокачественных опухолей и уменьшения числа
рецидивов (на животных).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. С. 240925 (СССР). — Б. И., 1969, № 13.
2. А. с. 556797 (СССР). — Б. И., 1977, № 17.
3. Исаченко В. П., О с и п о в а В. А., С у к о -
мел А. С. Теплопередача. М., Энергия, 1975.
4. К а н д е л ь Э. И. Криохирургия. М., Медицина,
1974.
Доктор техн. наукг проф. А. 3. КУЛИЕВ,
С. М. НАДИР-ЗАДЕ
Ордена Трудового Красного Знамени
Институт физики АН Азербайджанской ССР
В медицинской практике для защиты
головного мозга от кислородного голодания и
лечения патофизиологических последствий при
черепно-мозговых травмах, а также в ряде
других случаев применяют охлаждение,
осуществляемое в основном с помощью пузыря со льдом.
Для этой цели используют также различные
устройства, подсоединенные к фреоновым
холодильным агрегатам [5, 6], однако они громоздки,
шумны и неудобны в обращении.
Разработанное авторами гибкое
термоэлектрическое устройство [1] позволило
сконструировать компактный аппарат «Криошлем» для
теплового воздействия на головной мозг
человека (рис. 1).
Аппарат состоит из термоэлектрического
гибкого шлема 1 и пульта управления 2>
соединенных комбинированными съемными гибкими во-
дотокоподводами. Питание пульта от сети
переменного тока напряжением 127/220 В.
Температура на рабочей поверхности ненагружен-
ного шлема плавно регулируется и
стабилизируется в диапазоне —20-=—Ь50°С при
температуре проточной воды 23°С.
На рис. 2 представлена схема шлема
аппарата. В гибкое основание 1 вмонтирована батарея
из термоэлектрических элементов 2, холодные
спаи которых снабжены металлическими
пластинами 3, входящими внутрь шлема.
Горячие спаи термоэлементов омываются водой,
подаваемой по медным трубкам 4, которые соеди-
5. Киневский О. Ф., Островский Ю. Н.
Влияние материала теплообменника на рабочие
параметры криохирургических инструментов. —
Медицинская техника, 1977, № 2.
6. О методах интенсификации теплообмена в крио-
. инструментах/О. Ф. Киневский, А. В. Воловик,
Ю. Н. Островский и др. — В кн.: Новые приборы и
устройства в медицине. Киев, 1977.
7. Патент № 992467 (Великобритания).
8. T и к т и н С. А. Вапотронная техника. Киев, Тех «
нша, 1975.
9. Фастовский В. Г., Петровский Ю. В.,
Ровинский А. Е. Криогенная техника. М.,
Энергия, 1974.
10. Geor ge Garamy. Engineering Aspects of
Cryosurgery. In the book: Cryosurgery, Illinois, USA, 1968,
УДК 621.565.912:61
Рис. 1. Общий вид полупроводникового аппарата «Крио-
шлем-2М».
Рис. 2. Схема шлема.
аппарат «Криошлем-2М»
33

пены между собой гибкими муфтами 6 и
электропроводами 5.
Термобатарея шлема состоит из 97
термоэлементов с общей эффективной поверхностью
420 см2 и с общей охлаждающей поверхностью
650 см2. Батарея разделена на пять
последовательно соединенных секций. Ветви
термоэлементов высотой 4 мм сечением 7x7 мм.
изготовлены из термоэлектрических веществ марок
ТВЭХ-1иТВДХ-1 [7].
Основание 1 состоит из двух колпаков,
изготовленных из вспененного ^полиэтилена-2
(ТУ—В—196—71) по форме головы.
Концы комбинированных водотокоподводов 14,
состоящих из резиновой трубки 11 и
электропровода 12 [4], снабжены разъемами,
собранными из штуцеров 7 и 13, накидной гайки 9,
резинового уплотнения 8 и фторопластового
колпачка 10. Два штуцера 7 устанавливают
на шлеме, а два — на пульте управления.
На рис. 3 представлена принципиальная
функциональная схема пульта управления.
Вторичная обмотка силового трансформатора
изготовлена из медных трубок, соединенных
с медными трубками системы охлаждения
термобатареи. Жидкостное охлаждение диодов и
трансформатора позволяет значительно
уменьшить массу и габаритные размеры пульта
управления. Напряжение на выходе источника
питания плавно регулируется при помощи ЛАТРа.
Блок измерения температуры представляет
собой полупроводниковый электронный
термометр. С помощью микроамперметра блока
измеряют температуру, °С, и силу тока, А.
Размер шлема 56, масса 1,6 кг, толщина 12 мм.
Габаритные размеры пульта управления 480 X
X300x230 мм, масса 35 кг.
Выходные экспериментальные характеристики
ненагруженного шлема приведены на рис. 4,
а термоэлемента нагруженного шлема — на
рис. 5.
Криошлем испытывали на ненаркотизирован-
ном животном (кролике).
Из литературных данных известно, что для
живой ткани температура —7°С является
критической, ниже ее при длительном охлаждении
наблюдается некроз ткани [2, 3].
Исследования показали, что тепловой поток
QH зависит от температуры холодных пластин.
Зависимость QH=f (tu) определяли в интервале
tn от +18 до —7°С.
На кривой / (см. рис. 5) выделены участки
АВ, ВС и СД, соответствующие им интервалы
*п=18-5—1; —U—5 и —5-!—7°С даны . на
кривой 3.
В интервале tu=l8-.—ГС тепловой поток
QH к термоэлементу линейно растет с
уменьшением /п. В интервале —\-.—5°С с уменылени-
тз
тШ
S
Ип
Рис. 3. Принципиальная функциональная схема пульта
управления:
1 — ЛАТР (лабораторный автотрансформатор); 2 — блок
измерения температуры на рабочей поверхности шлема и на
различных участках тела; 3 — выпрямитель; 4 — система
автоматического переключения; 5 — термобатарея шлема.
МЭрабА
Рис. 4. Зависимость экспериментальных выходных
характеристик ненагруженного шлема от рабочего тока /раб:
/ _ перепад температур A/Qn горячих и холодных пластин
термобатареи; 2 — падение напряжения V на шлеме; 3 —
температура рабочей поверхности пластины термобатареи *оп при
температуре проточной воды 23°С.
*н,ЧВт
2
ЬпЛ\
30
20
70
О
-10
Ае<
У
3
1 I
J I
10
1,0
0,5
20 JO WJpafiA
Рис. 5. Зависимость экспериментальных выходных
характеристик термоэлемента нагруженного шлема от
рабочего тока /раб при температуре проточной воды 23°С:
/ — тепловой поток QH; 2 — потребляемая мощность W; 3 —
температура рабочей поверхности пластины термоэлемента tn.
34

ем tn он снижается и в интервале —5-=—7°С
снова возрастает. Таким образом, при
охлаждении термоэлектрической батареей живого не-
наркотизированного организма наблюдается два
максимума зависимости QH=f (tn)'- при
температурах tu=—ГС (точка В) и /п=—7°С
(точка Д). При tu=—7°С тепловой поток через
термоэлемент равен 0,87 Вт, потребляемая
мощность — 2,4 Вт, а при tn=—ГС тепловой поток
и потребляемая мощность равны 0,83 Вт. При
переходе с режима охлаждения tn=—7°С на
режим tu=—ГС тепловой поток через
термоэлемент уменьшается на 4,5%, а потребляемая
мощность — на 66%.
Разработанная серия гипотермических
термоэлектрических аппаратов прошла клинические
испытания.
В факультетской хирургической клинике
Азербайджанского государственного медицинского
института (г. Баку) под руководством
академика АМН СССР М. А. Топчибашева при
использовании термоэлектрических шлемов
оказана помощь более 950 больным с закрытыми
травматическими повреждениями черепа и
головного мозга.
Использование термоэлектрического шлема
показало, что аппарат способствует
скорейшему восстановлению сознания, снимает головную
Распределение температур в рабочей
Ю. В. МАЯКОВСКИЙ, А. В. ДОИЛЬНИЦЫН
Северо-Кавказское отделение ВНИХИ
Температурно-влажностные параметры в
рабочей зоне камер дозревания сыров зависят от
интенсивности источников тепло- и влаговыде-
лений, разности наружной и внутренней
температур, кратности циркуляции воздуха и др. [3].
Авторами исследованы температурные поля в
камере дозревания сыров при различной
кратности циркуляции охлаждающего воздуха. В
камеру габаритными размерами 27X14X4,1 м,
строительным объемом 1550 м3 было загружено
107 т кондиционного голландского брускового
сыра, упакованного в полимерную пленку
«саран». Свободный объем, не занятый
оборудованием и стеллажами с сыром, составлял 1265 м3.
Удельная загрузка при двухъярусном
расположении стеллажей равнялась 330 кг/м2. Камера
дозревания расположена на втором этаже.
Потолок и две стены наружные, пол и остальные
стены — внутренние.
боль или значительно уменьшает ее, в тяжелых
случаях предупреждает рвоту и другие
признаки повышения внутреннего давления.
Аппарат компактен и экономичен, позволяет
плавно регулировать глубину охлаждения,
является эффективным средством для
предупреждения и борьбы с отеком и набуханием мозга,
особенно при тяжелых черепно-мозговых
повреждениях. Он может быть использован в
общей хирургии, травматологии, реанимации, а
также в скорой медицинской помощи.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 208203 (СССР).
2. БартонА., ЭдхолмО. Человек в условиях
холода. М., Медицина, 1965.
3. Взаимоотношение температур различных
отделов головного мозга и тела при краниоцеребральной
гипотермии/ В. А. Буков, И. Г. Бабков, О. А.
Смирнов и др. — Хирургия, 1957, № 12.
4. К о л е н к о Е. А. Термоэлектрические
охлаждающие приборы. Л., Наука, 1967.
5. Смирнов О. А. Аппарат с воздушным
охлаждением для гипотермии. — Холодильная техника, 1970,
№ 7.
6. Смирнов О. А. Прибор для охлаждения
головного мозга. — Холодильная техника, 1969, № 3.
7. Цветков Ю. Н., Аксенов С. С,
Шуцман В. М. Судовые термоэлектрические
охлаждающие устройства. Л., Судостроение, 1972.
УДК 637.335.2:628.84
зоне камеры дозревання сыров
Испытания проводили при температуре
наружного воздуха 9°С с незначительным
колебанием в течение суток. Температуру в смежных
камерах поддерживали на таком же уровне.
г Источниками тепло- и влагопоступлений были:
* дозревавший сыр, освещение,
электродвигатели вентилятора и холодильной машины
кондиционера, а также обслуживающий персонал.
* Камера оборудована смешанной системой ох-
" лаждения. Наружные стены экранированы
рассольными батареями (в момент эксперимента
» были отключены), тепловлажностная обработка
> воздуха осуществлялась фреоновым кондицио-
> нером ХМ1-20. Воздух распределялся централь-
¦ ным воздухораспределителем (рис. 1)
постоянного сечения с коническими насадками [4] и
подавался в межстеллажное пространство
компактными струями на верхний уровень
стеллажей. Основные закономерности струйного воз-
> духораспределения и описание стесненной струи
даны в работе [2].
35

<?-
/fv
?
FC
У
—^
2
/
Z
А
ъ
V
V
V
^
~
•*>, х
N
т
ш
/' //' ///' лг\ у\
Рис. 1. Схема организации воздухообмена в
межстеллажном пространстве.
При установившейся циркуляции одна часть
воздуха проходила в межполочном пространстве^
омывая головки сыра в направлении,
перпендикулярном плоскости подающей струи, другая
часть, примерно равная ей и отличающаяся на
величину, не превышающую степени
неравномерности воздухораспределителя G—12 %),
двигалась по центральному проходу к
всасывающему отверстию кондиционера, расположенному
у торцевой стены камеры. Поскольку
установившаяся циркуляция воздуха относительно
продольной оси камеры симметрична, измерения
проводили на одной ее половине. Абсолютные
Режим
1
2
3
4
5
6
7
Количество
подаваемого
воздуха, м3/ч
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
Кратность

воздухообмена, объем/ч
5,5
4,8
4,0
3,2
2,4
1,6
0,8
Сечение
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
I
III
IV
V
'max* c
8,5
8,85
8,85
8,85
9,1
8,5
8,7
8,85
9,1
9,1
8,65
8,7
8,7
8,85
9,1
8,85
8,85
9,1
9,1
9,5
8,85
8,85
9,1
9,25
9,5
9,1
9,25
9,5
9,7
9,7
9,3
9,4
9,5
9,7
9,7
'mlii' °с
7,95
8,1
8,1
8,4
8,65
7,6
7,85
8,1
8,3
8,65
7,2
7,5
7,95
8,1
8,7
7,55
7,2
7,4
7,4
8,75
6,9
6,9
6,75
7,2
8,3
6,65
6,9
6,9
7,05
7,2
6,5
6,6
6,6
6,75
6,9
V °с
8,2
8,4
8,5
8,6
8,8
7,9
8,1
8,3
8,5
8,8
7,9
8,0
8,2
8,4
8,8
8,1
8,1
8,1
8,4
8,9
7,9
8,0
7,9
8,3
8,9
7,9
8,1
8,3
8,4
8,9
7,8
8,0
8,1
8,1
8,3
Т
А'тах* °С
1,15
1,5
1,9
2,3
2,75
3,05
3,2
аблица 1
Градиент

температуры, °С/м
0,35
0,46
•0,58.
0,71
0,82
0,94
0,98
Примечание. Температура приточного воздуха была постоянной — ^П=7°С.

значения скоростей воздуха (измеряли
электроанемометром ЭА-2М) в межполочном
пространстве колебались от 0,1 до 0,3 м/с. Скорость и
расход воздуха на выходе его из
воздухораспределителя определяли с помощью микроманометра
ММН-250 и интегрального устройства
аналогично модели [1 ]. Температуру измеряли в пяти
сечениях /—V рабочей зоны межстеллажного
пространства (см. рис. 1) через каждые 25 см
по высоте камеры хромель-копелевыми
термопарами, соединенными через усилитель И-37 с
самопишущим милливольтметром. Расход
воздуха изменяли от 1000 до 7000 м3/ч с помощью
задвижки на нагнетательной стороне
вентилятора кондиционера, что соответствовало кратности
циркуляции от 0,8 до 5,5 объема/ч. Температуру
приточного воздуха поддерживали постоянной
в течение всего опыта изменением подачи
хладагента в воздухоохладитель кондиционера.
Установлено, что изменение температурного
градиента находится в прямой зависимости от
кратности циркуляции воздуха. На рис. 2
показана зависимость изменения относительной
температуры воздуха At от относительной
высоты h в сечении /// при различных кратностях
циркуляции воздуха:
л* = /(/*),
где At = t — -J2 *сР
hK
t—температура воздуха в рассматриваемой точке;
^ср — средняя арифметическая температура в рабочей
зоне;
tn—температура приточного воздуха;
Лраб! — высота рабочей зоны;
йк — высота камеры.
At
W
0,5
О
-0,5
-0
-15
Г^сг
?
о
—А
^L 7?
ч^
<,
2
Л )
у\
^•*
3
«п
г
о
0,2
ол
Об
0,8
Рис. 2. Зависимость относительной температуры воздуха
от относительной высоты (сечение ///) при кратности
циркуляции воздуха, объем/ч:
j _ 5,5; 2 — 3,2; 3 — 0,8.
При кратности циркуляции 5,5 объема/ч
температура воздуха по всей высоте рабочей зоны
практически одинакова. Наибольшая разность
температур /1Г,ах и tmin составляла 1,15°С, а
градиент температуры по высоте рабочей зоны
0,35°С/м. При уменьшении кратности
циркуляции разность температур и температурный
градиент увеличивались (рис. 3 и табл. 1).
f.-щ
0,8
0,0
W
А2
5п,объем/ч
Рис. 3. Зависимость температурного градиента от
кратности циркуляции воздуха.
Режим
1
2
3
4
Кратность

воздухообмена, объем/ч
5,5
4,9
4,0
3,2
Сечение
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
I
II
III
IV
V
Таб
лраб' %•
0,1
54
38
38
69
85
46
23
31
38
77
18
23
23
46
53
15
15
15
46
53 j
л и ц а 2
при А*
0,2
76
92
85
100
100
54
54
85
92
85
38
38
46
76
84
38
31
38
54
76
37

Для оценки равномерности распределения
температур в камере дозревания сыров по графикам
изменения относительных температур в
сечениях /—V в межстеллажном пространстве
определена высота рабочей зоны камеры ЛРаб> %, в
пределах которой обеспечивалось равномерное
температурное поле — отклонение температур
воздуха А* не превышало ±0,1 и ±0,2. I
В табл. 2 приведены данные по режимам, при
которых достигалась указанная равномерность
распределения температур. Эти данные соот-
ветствуют отношению т- = 0,8 (Я — расстояние
от пола до геометрической оси отверстия
воздухораспределителя). В первом режиме область
рабочей зоны камеры, в которой для всех
сечений /—V Д7<±0,2, лежит в пределах 76—100 %,
во втором режиме — в пределах 54—92%. При
остальных режимах получены
неудовлетворительные результаты.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Г а з о"о б м е н в российском сыре, созревающем в
различных полимерных пленках/Г. Г. Шиллер, В. К.|Не*
берт, В. И. Володин и др. — Труды ВНИИМС, вып.
XVIII. Совершенствование технологии, техники и
методов контроля в сыроделии. М., 1975.
2. П е ч а т н и к о в М. 3. Системы струйного
распределения на холодильниках и их расчет.— В кн.:
Холодильная промышленность и транспорт, № 6. М., 1974.
3. Тихомирова Л. Н., Гоголин А. А.,
Лебедев В. Ф. Исследование процессов
кондиционирования воздуха в камерах созревания сыра. —
Холодильная техника, 1976, № 9.
4. Экспериментальное исследование
воздухораспределителя постоянного сечения/ Ю. В.
Маяковский, Р. И. Шаззо, А. П. Горбунов и др. —
Холодильная техника, 1976, № 9.
JVVVVVVWWNAAAAAAAAAAA/^^
К 80-летию
Владимира Николаевича Кефера
В апреле 1978 г. исполнилось 80 лет Владимиру
Николаевичу Кеферу, одному из старейших специалистов
в области холодильной техники, кандидату технических
наук, старшему научному сотруднику.
После окончания с отличием в 1925 г. Одесского
политехнического института и шести лет работы на
производстве он перешел в только что организованный
Украинский филиал ВНИХИ, где работал одним из
ведущих сотрудников под руководством профессора
С. Д. Левенсона.
В этот период В. Н. Кефер занимался проблемами
централизации холодоснабжения и комплексного
производства холода, тепла и электроэнергии, руководил
подготовкой технического проекта одесского завода
«Холодмаш», а также разработкой технологического
процесса производства и рабочих чертежей малых
аммиачных вертикальных прямоточных компрессоров
ВП-60 и ВП-110.
В годы Великой Отечественной войны В. Н. Кефер
преподавал в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, эвакуированном в
г. Семипалатинск.
С 1955 по 1967 г. Владимир Николаевич трудился в
Макеевском научно-исследовательском институте по
безопасности работ в горной промышленности (Мак-
НИИ), решая проблемы кондиционирования воздуха
в глубоких угольных шахтах. На основании
проведенных научных и экспериментальных исследований им
предложен ряд шахтных ребристотрубных
воздухоохладителей с электро- и пневмоприводом и жидкостный
теплообменник высокого давления, необходимый при
расположении генератора холода на поверхности
шахты, а воздухоохладителей — на глубоком горизонте
перед лавой.
В 1963 г. Владимир Николаевич защитил
кандидатскую диссертацию на тему «Исследование процессов
и аппаратов кондиционирования воздуха в глубоких
угольных шахтах».
В 1975 г. В. Н. Кефер опубликовал в журнале
«Холодильная техника» метод упрощенного графического
расчета процесса шахтного тепломассообмена с
помощью i, ^-диаграммы для влажного воздуха.
Научные работы Владимира Николаевича печатались
в журналах «Холодильная техника», «Холодильная
техника и технология», журналах горной промышленности,
периодических изданиях МакНИИ. В 1960 г. Госгортех-
издатом выпущена его брошюра «Шахтные воздухоох-
ладительные установки».
В настоящее время В. Н. Кефер является доцентом
Одесского технологического института холодильной
промышленности.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляют Владимира Николаевича
с юбилеем, желают ему доброго здоровья и
дальнейших творческих успехов.
)д^\ЛЛАЛЛАЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛ/»V\ЛЛ/\ЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛ/\Л/^ыЛ^
38

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.514.5-52
Пульт управления винтовым
компрессорным агрегатом
Ю. Д. ГУСАРОВ, Г. Е. ЗАВЕЛИОН
СМНУ НПО «Пищепромавтоматика»
В 1972—1977 гг. специалисты одесского СМНУ
НПО «Пищепромавтоматика» выполняли работы
по монтажу, наладке и техническому
обслуживанию автоматизированных винтовых
компрессорных агрегатов типа S3 фирмы «Кюльауто-
мат» (ГДР) на различных распределительных
холодильниках страны.
В целом эти агрегаты и их системы автоматики
работают достаточно четко и надежно. Однако по
различным причинам возможен
преждевременный выход из строя фирменного щита
автоматики.
В 1975 г. в СМНУ НПО
«Пищепромавтоматика» разработан и изготовлен малогабаритный
пульт ПУМ-ВКА управления и защиты
винтового компрессорного агрегата S3-900, заменяющий
фирменный щит автоматики в случаях выхода
последнего из строя и отсутствия возможности
быстрой его замены *. Пульт ПУМ-ВКА
выполнен на базе серийно выпускаемого
экспериментальным заводом средств автоматизации
НПО «Пищепромавтоматика» пульта ПУМ-
100/3А с некоторыми изменениями в схеме и
компоновке аппаратуры, обеспечивающими
управление, защиту и сигнализацию. К
существующей конструкции пульта прикреплен
дополнительный выемной блок с аппаратурой для
регулирования холодопроизводительности
компрессора и ограничения тока приводного
электродвигателя.
Общий вид пульта ПУМ-ВКА показан на
рис. 1.
Схема пульта, собранная на серийно
выпускаемой общепромышленной отечественной
аппаратуре, обеспечивает работу агрегата в следующих
режимах:
местном — работают масляный и
гидравлический насосы, электродвигатель компрессора
отключен (режим используется для заправки мас-
* Кроме авторов статьи, в разработке и
изготовлении пульта ПУМ-ВКА принимали участие Г. П. Друй,
С. В. Ижа, Л. М. Трояновский, М. А. Хлудеев, В. А. Ком-
лев.
лом гидравлической и масляной систем
агрегата, настройки системы плавного регулирования
холодопроизводительности);
полуавтоматическом — агрегат работает с
ручным регулированием
холодопроизводительности;
автоматическом — агрегат работает с
автоматическим регулированием
холодопроизводительности.
Схемой пульта ПУМ-ВКА предусмотрено
автоматическое отключение агрегата при перегреве
обмоток электродвигателя компрессора,
уменьшении протока охлаждающей воды через
маслоохладитель, аварийном уровне хладагента в
отделителе жидкости, повышении сверх допустимых
значений температуры и давления нагнетания,
падении давления всасывания ниже нормы,
уменьшении разности давлений масла в системе смазки
ниже нормативного значения. Одновременно
включается аварийная сигнализация,
указывающая причину, вызвавшую аварийное
отключение агрегата.
С помощью пульта ПУМ-ВКА можно
автоматически снизить холодопроизводительность
агрегата при увеличении тока, потребляемого
приводным электродвигателем компрессора, выше
заданного значения.
Электропитание пульта осуществляется от се-
Рис. 1. Общий вид пульта ПУМ-ВКА.
39

ти переменного тока напряжением 220 В,
частотой 50 Гц. Потребляемая мощность ПО В-А.
Принципиальная электрическая схема пульта
приведена на рис. 2.
При подготовке схемы к работе ключ КР
устанавливают в положение «отключено».
Нажатием кнопки КВД включают аварийное реле РА
и реле-повторитель РПА, которые своими
замыкающими контактами самоблокируются. Реле
РА замыкающими контактами 111—119
подготавливает цепь включения реле управления РУ,
замыкающими контактами 5'—7 — цепь
включения масляного и гидравлического насосов, а
размыкающими контактами 155—211
разрывает цепь анодного питания тиратронов для
исключения подсветки. Реле РПА замыкающими
контактами 11—43 включает лампу Л1> а
размыкающими контактами 413—421 снимает
сигнал аварии с командно-сигнального щита (КСЩ).
Для работы в местном режиме ключ КР
переводят в положение «местный». Контактами
5—7 он замыкает цепь управления
гидравлическим и масляным насосами. Включение и
отключение насосов осуществляются кнопками КП и
КС с пульта ПУМ-ВКА.
В схеме автоматически остаются включенными
цепи электромагнитов Б и М (соответственно
«больше» и «меньше») и цепи указателя
положения исполнительного органа ИП.
В режиме полуавтоматического управления
ключ КР переводят в положение «п/авт.» При
этом замыкаются контакты 5—5\ 49 — ШМС,
103—105. Через контакты 49 — ШМС ключа КР
и размыкающие контакты ШМС—29
автоматического выключателя Л2, расположенного в
шкафу управления электродвигателями, получает
питание реле РПП. Это реле замыкающими
контактами 11—23 подготавливает цепь включения
электромагнита М, размыкающими
контактами 17—19 разрывает цепь электромагнита 25,
замыкающими контактами 39—56
подготавливает цепь включения реле РПт1п. Нажимается
кнопка КП. Через замыкающие контакты 5'—7
реле РА включаются пускатели
гидравлического и масляного насосов. Блок-контакты 2—7
пускателя масляного насоса С2 блокируют
кнопку КПУ а блок-контакты 109—111
подготавливают цепи включения реле РУ. С появлением
давления в гидравлической системе
исполнительный орган ИП начинает перемещаться в
сторону уменьшения холодопроизводительности.
Когда исполнительный орган ИП
переместится в положение, соответствующее
минимальной холодопроизводительности, размыкаются
контакты 49—56 конечного выключателя КВт1п.
Реле РПт1п получает питание и своими
размыкающими контактами 25—27 отключает
электромагнит М, а замыкающими контактами 107—
109 включает реле РУ. Реле РУ подает
команду на пуск электродвигателя компрессора
D03—405) и размыкает цепь отключения
электродвигателя компрессора D01—403). После
пуска электродвигателя размыкаются контакты
ШМС—29 и замыкаются контакты 107—109
автоматического выключателя А2. Размыкающие
контакты отключают реле РПП, которое, в свою
очередь, отключает реле РПт1п и создает цепь
для работы электромагнита Б. Пуск агрегата
закончен.
Для остановки агрегата необходимо нажать
кнопку КС E—403). При этом разрываются
цепи пускателей гидравлического и масляного
насосов. Пускатель С2 отключается.
Замыкающими контактами 109—111 пускатель С2
отключает реле РУ. Реле РУ размыкающими
контактами 401—403 дает команду на остановку
электродвигателя компрессора. Агрегат
останавливается.
Регулирование холодопроизводительности в
полуавтоматическом режиме осуществляется
кнопками КБ («больше») и КМ («меньше»). При
нажатии кнопки КБ включается
электромагнит Б по цепи 11—КБ—15—КМ—17—РПП—
19—РЯтах—21—Б—49. Одновременно
контактами 23—25 кнопки КБ размыкается цепь
электромагнита М. При нажатии кнопки КМ
включается электромагнит М по цепи 11—КМ—23—
КБ—25—РПт1п—27—М—49. Одновременно
контактами 15—17 кнопки КМ размыкается
цепь электромагнита Б.
Для автоматического регулирования работой
агрегата используется интегральное (И)
регулирующее устройство. В него входят: трехпози-
ционный регулятор температуры ПТР-3 (не
входит в комплект ПУМ-ВКА), генератор
импульсов ГИ и исполнительный механизм
компрессора с регулирующим органом. Регулятор
ПТР-3 контролирует температуру кипения
хладагента в системе и замыкающими контактами
13—15 регулятора ПТРт&х и 13—23
регулятора ПТРт1п управляет электромагнитами Б и М.
Генератор импульсов ГИ с помощью контактов
9—13 периодически разрывает цепь питания
электромагнитов Б и М, обеспечивая
импульсную работу этих электромагнитов и тем самым
интегральный закон регулирования всего
устройства. Параметрами настройки регулятора
холодопроизводительности являются: зона
нечувствительности и время интегрирования (Тя —
длительность импульса, Тп — длительность
паузы).
Генератор импульсов ГИ состоит из
синхронного электродвигателя на 220 В с редуктором,
работающего с частотой вращения 2 об/мин,
диска с кулачками и микропереключателя. При
вращении диска кулички периодически замыкают и
размыкают микропереключатель. Применением
кулачков различных форм и размеров можно из-
40

Закаратм
\ Pflmin CZ
т АР у """¦" "*- .рд |—| I
П/1-U.._ №tfJ !
п мм
/V7
«/J
АР
-0
3
I I
N
и
ы
н
Z7
\29
\3й
Г
г
JJ
р
#
J^
/
^
J7
J»
Рис. 2. Принципиальная электрическая схема пульта
ПУМ-ВКА:
/ — электроаппаратура, размещенная в блоке управления Б У;
2 — электроаппаратура, размещенная в блоке регулирования
БР; 3 — питание 220 В переменного тока; 4 — контроль
температуры кипения; 5 — генератор импульсов; 6 — выпрямитель
220/—48 В; 7 — цепи регулирования производительности;
8 — ручное регу ли рование; 9 — увеличение производительности;
10 — уменьшение производительности; И — автоматическое
регулирование; 12 — увеличение производительности; 13 —
уменьшение производи тельности; 14 — разгрузка приводного
электродвигателя; 15 — сигнализация пускового процесса; 16 — цепи
контроля; 17 — перегрузка приводного электродвигателя; 18 —
температура обмоток приводного электродвигателя; /9 —
стабилизация напряжения; 20 — минимальная производительность;
21 — максимальная производительность; 22 — готовность це -
пей управления; 23 — положение регулирующего органа; 24 —
цепи управления; 25 — пуск компрессора; 26 — ввод защит;
27 — узел питания тиратронов; 28 — цепи защиты и аварийной
сигнализации; 29 — отсутствие протока охлаждающей воды;
30 — отсутствие разности давлений масла в системе смазки;
31 — высокое давление нагнетания и низкое давление
всасывания; 32 — высокая температура нагнетания; 33 — аварийный
уровень в отделителе жидкости; 34 — перегрев обмоток
электродвигателя; 35 — реле аварийного отключения агрегата; 36 —
аварийная сигнализация на КСЩ; 37 — управление
гидравлическим и масляным насосами; 38 — управление компрессором.
41

менять длительность импульсов и пауз.
Генератор импульсов ГИ расположен в блоке
управления БУ.
Контролирует положение регулирующего
органа — поршня гидравлической
системы—указатель положения, который состоит из
измерительного прибора ИП E3—54), гасящего
сопротивления СД4 A1—54) и переменного резистора
СПЗ E5—49). Датчиком указателя положения
служит потенциометр E3—55), связанный с
регулирующим органом.
Для перевода пульта ПУМ-ВКА в
автоматический режим работы ключ КР переводят в
положение «авт.». По цепи 121—ОБ получают
питание электронный регулятор ПТР-3 и
электродвигатель генератора импульсов.
Электромагнитами Б и М управляют контакты регуляторов
ЯГЯтах и ПТРт1п и генератора импульсов ГИ.
В остальном схема работает в автоматическом
режиме так же, как в полуавтоматическом
режиме.
Напряжение питания автоматики
контролирует реле РТО. При исчезновении напряжения
питания реле РТО отключается и замыкающими
контактами 193—199 отключает реле РА и РПА
и, следовательно, компрессор. Замыкающие
контакты всех датчиков защит включены в цепь
питания реле РА и РПА. При размыкании любого
из контактов, например контактов ОЖ> цепь
питания реле РА и РПА разрывается. Реле РА
отключается и контакты 111—119 размыкаются.
В результате отключается реле РУ и компрессор
останавливается. Одновременно при
размыкании контактов ОЖ разрывается цепь, создающая
отрицательное смещение на сетку лампы ЛС5,
при этом за счет тока сетки увеличивается ее
положительный потенциал и ток через
промежуток сетка — катод возрастает до величины
зажигания лампы ЛС5. Лампа ЛС5 сигнализирует об
аварии и запоминает причину, вызвавшую
отключение компрессора.
Для того чтобы компрессор не
останавливался при кратковременных перебоях в подаче масла
в систему смазки и воды в систему охлаждения,
в схему введена временная блокировка этих
защит.
При срабатывании реле РКС или РСТ
получает питание реле времени РВ A43—131),
которое через заданное время контактом 143—145
включает реле РП. У реле РП размыкаются
контакты 103—159 и 159—163, в результате чего
останавливается компрессор. В связи с тем что
для контроля температуры обмоток приводного
электродвигателя фирма-изготовитель
использует позисторы (терморезисторы с
положительным температурным коэффициентом),
вмонтированные в обмотки электродвигателя, схема
защиты от перегрева обмоток построена следующим
образом. На позистор ПЗ C1—37) подано
отрицательное напряжение с параметрического
стабилизатора. Последовательно с позистором
включен резистор СД1 C7—49). Падение
напряжения на этом резисторе является входным
напряжением для электронного порогового реле
постоянного тока ЭПР2. На выходе ЭПР2
включено электромагнитное реле РТО,
замыкающие контакты которого находятся в цепи
питания реле РА и РПА. Электронное реле
срабатывает и включает реле РТО в том случае,
если напряжение на его входе выше заранее
заданного. В холодном состоянии сопротивление
позистора невелико, и поэтому падение
напряжения на резисторе СД1 превышает порог
срабатывания электронного реле. Реле РТО
включено. Его контакты замкнуты. При увеличении
температуры обмоток резко возрастает
сопротивление позистора ПЗ. Падение напряжения на
резисторе СД1 становится меньше порога
отпускания электронного реле ЭПР2. Оно
отключается и отключает реле РТО, компрессор
останавливается.
Схема ограничителя тока (рис. 3) состоит из
следующих узлов и деталей: трансформатора
тока 7Т, включенного в одну из фаз
электродвигателя компрессора ЭД, датчика тока ДТТ-
5в (не входит в комплект ПУМ-ВКА),
электронного порогового релеЭПР1. На выходе ЭПР1
включено электромагнитное реле РПП (см.
рис. 2), замыкающие контакты 11—23 которого
включены в цепь питания электромагнита М,
а размыкающие контакты 17—19 — в цепь
электромагнита Б.
При увеличении тока в фазе
электродвигателя компрессора увеличиваются ток во вторичной
обмотке трансформатора тока ТТ и напряжение
на вторичной обмотке датчика тока ДТТ-5в.
Это напряжение поступает на пороговое реле
Рис. 3. Принципиальная электрическая схема
ограничителя тока приводного электродвигателя компрессора.
42

Ti \м тг
Мб
Л-216
мку-м
R10\
ТЗ
bw-o——'
0
8
-o+
Рис. 4. Принципиальная электрическая схема
электронного порогового реле ЭПР1 (ЭПР2).
ЭПР1 (вход 3—4). Если напряжение на входе
порогового реле ЭПР1 больше порога его
срабатывания, то оно срабатывает и включает реле
РПП, которое контактами 17—19 разрывает
цепь электромагнита ?, а контактами //—23
включает электромагнит М. Холодопроизво-
дительность агрегата начинает уменьшаться. Ток
электродвигателя при этом тоже уменьшается.
Напряжение на входе электронного порогового
реле ЭПР1 падает до порога отпускания. Реле
РПП отключается.
Схема электронного порогового реле ЭПР1
(ЭПР2) приведена на рис. 4.
Электронное пороговое полупроводниковое
реле обладает релейной характеристикой «вход —
выход» и предназначено для преобразования
плавно изменяющегося переменного или
постоянного напряжения в дискретный сигнал
заданного уровня. Дискретный сигнал управляет
электромагнитным реле, поэтому пороговое
реле может служить для фиксации возрастающего
или спадающего переменного и постоянного
напряжения на заданных уровнях.
Параметры реле приведены ниже:
Напряжение питания, В 24
Потребляемый ток, мА 16
Коэффициент возврата, в пределах 0,66—0,96
Напряжение срабатывания, В, в пределах 2,5—12,5
Пороговое реле состоит из следующих узлов:
выпрямителя с удвоением напряжения на
диодах Д1 и Д2, двухкаскадного усилителя с
параллельной обратной связью на транзисторах 77 и
7\2, вспомогательного порогового элемента на
стабилитроне Д4, усилителя мощности на
транзисторе ТЗ.
Реле может работать от переменного и
постоянного напряжений. При работе от переменного
напряжения входной сигнал подается на входы
1—2, от постоянного напряжения — на входы
3—4, при этом снимается перемычка между
входами 3—4 и выпрямителем.
Схема работает следующим образом. При
подаче напряжения питания на полупроводниковое
реле падение напряжения на диоде ДЗ в эмит-
терной цепи начинает запирать транзистор 77.
Напряжение на его коллекторе возрастает и
через резистор R8 начинает открывать
транзистор Т2. При этом уменьшается напряжение на
коллекторе Т2, а следовательно, и напряжение
положительной обратной связи, приложенное к
базе транзистора 77 через резисторы R6 и R7.
Процесс протекает до тех пор, пока транзистор
77 не будет заперт, а транзистор Т2 полностью
открыт. При подаче на вход транзистора 77
возрастающего отрицательного напряжения, при
определенном его значении, транзистор 77
начинает открываться, напряжение на его
коллекторе уменьшается. В это время транзистор Т2
начинает закрываться. В результате
увеличивается напряжение положительной обратной
связи на базе транзистора 77. Транзистор 77
открывается, Т2 закрывается. Напряжение на
коллекторе транзистора Т2 возрастает.
Пробивается стабилитрон Д4. На базе транзистора ТЗ
появляется отрицательное напряжение.
Транзистор ТЗ открывается, через нагрузку (реле)
начинает протекать ток. Благодаря положи"
тельной обратной связи порог отпускания реле
ЭПР меньше порога срабатывания. Порог
срабатывания регулируется резистором R3,
коэффициент возврата — резистором R6.
В декабре 1975 г. пульт ПУМ-ВКА был
установлен на винтовом компрессорном агрегате
S3-900 (№ 4) холодильной установки Ленхладо-
комбината, где успешно прошел
производственные испытания по согласованной и утвержденной
программе.
43

УДК 621.318
Двухпозиционный регулятор
относительной влажности
воздуха
Канд. техн. наук А. В. БРАЙЛОВСКИЙ,
канд. техн. наук Ю. Н. ТАХЦИДИ
Казанский инженерно-строительный институт
Для регулирования относительной влажности
при технологическом кондиционировании
воздуха в камерах созревания сыра применяют
регулятор СПР-104 в комплекте с измерительным
преобразователем типа ЭВЧ. Однако этот
регулятор, наряду с преимуществами, имеет
некоторые недостатки: отсутствие
взаимозаменяемости преобразователей; зависимость
характеристик от колебаний температуры воздуха;
сложность в обслуживании; отсутствие
возможности визуального наблюдения и отсчета;
наличие открытых контактов, подверженных
химическому (коррозии) и физическому (эрозии)
разрушениям.
Предлагаемый вместо СПР-104
двухпозиционный регулятор относительной влажности
воздуха (см. рисунок) прост в конструктивном
отношении и эксплуатации. Он изготовлен на базе
волосяного гигрометра типа М-68, что дает
возможность визуально наблюдать за изменением
относительной влажности воздуха.
В качестве преобразователя перемещения
стрелки 5 в электрический сигнал использован
магнитоуправляемый герметичный контакт —
геркон 7, который закреплен на
предохранительном стекле и может устанавливаться в
любом положении, соответствующем величине за-
УДК 621.318.5
Стенд для проверки
и регулирования корпусного
теплового реле РТГК-1
Ю. А. ГРИННИКОВ, А. Н. ГРИГОРЬЯНЦ
Ростовский специализированный
производственный комбинат по торговой технике
Z J 4 ? 6
Двухпозиционный регулятор относительной
влажности воздуха:
/ — пучки волос; 2 — противовес; 3 — рычаги; 4 —
ось; 5 — стрелка; 6— магнит; 7 — геркон; 8 —
возвратная пружина; 9 — шкала.
данной влажности воздуха в кондиционируемом
помещении. Стрелка 5 сбалансирована путем
установки противовеса 2. При изменении
относительной влажности воздуха магнит 6,
закрепленный на стрелке 5 гигрометра, перемещается и
соответственно замыкаются или размыкаются
контакты геркона 7. Сигнал поступает в
существующую схему автоматического регулирования
влажности. Схема позволяет регулировать
влажность воздуха как в ручном, так и в
автоматическом режиме.
Для проверки и настройки реле РТГК-1 в
условиях, близких к реальным при эксплуатации
герметичного компрессора, изготовлен стенд,
работа которого основана на подогреве
биметаллического диска реле. Стенд (см. рисунок)
состоит из кожуха герметичного компрессора
ФГ0,7, пульта управления, водяных
трубопроводов и запорной арматуры. На наружной
поверхности кожуха в нижней части расположено
восемь гнезд, в отверстия которых вставляют
реле. Гнезда закрывают щитком.
Установленные в гнезда реле РТГК-1
подсоединяют к пульту управления.
44

12 J * 5 6 7 8 3 10 11
Стенд проверки и регулирования реле РТГК-1:
/ — контрольный трубопровод слива воды; 2 — защитный
щиток; 3 — кожух; 4 — штуцер для выхода пара; 5, 13 —
запорные вентили; 6 — пульт управления (лицевая панель); 7 —
термосигнализатор ТСМ-100; 8 — лампы работы реле РТГК-1;
9 — лампа нагрева воды; 10 — лампа сети; 11 —
автоматический выключатель АП-50-ЗМТ; 12 — воронка слива воды в
канализацию; 14 — ТЭН; 15 — гнездо под РТГК-1; 16 — клемм-
ная колодка подсоединения проводников РТГК-1; 17 —
тумблер включения подогрева воды; 18 — стол.
ОТКРЫТИЯ
И ИЗОБРЕТЕНИЯ
(II) 557242 B1) 2168298/13 B2) 22.08.75 2 E1) F 25 С 5/02;
А 01 К 75/00 E3) 621.588 G2) А. А. Николаев G1) Горь-
ковский политехнический институт им. А. А. Жданова
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ВЫРЕЗКИ ЛЬДА, например, на
водоемах, содержащее передвижную раму, рабочий
орган, привод со шкивом и механизм регулирования
положения рабочего органа, отличающееся тем, что, с целью
повышения производительности и обеспечения
компактности, оно имеет жесткие стойки с вильчатыми упорами и
нажимные и направляющие ролики, служащие для
фиксации рабочего органа, при этом последний выполнен в
виде бесконечной ленточной пилы с отверстиями, а шкив
снабжен выступами, обеспечивающими его зацепление с
отверстиями пилы.
Внутрь кожуха подают воду, которую
нагревают с помощью ТЭНа до температуры 92—96°С.
Работой ТЭНа управляет термосигнализатор
ТСМ-100.
Заданное предельное время срабатывания
реле ЗОмин. Размыкание контактов реле
контролируют по сигнальным лампам, установленным
на лицевой панели пульта. Если контакты не
разомкнулись, то реле регулируют.
После проверки и регулирования на
размыкание контактов реле вынимают из гнезд и
проверяют на замыкание при температуре 35—55°С.
Стенд позволяет создать условия работы
реле, близкие к действительным, и снизить
вероятность сгорания статоров электродвигателей
герметичных компрессоров из-за их перегрева.
A1) 560575 B1) 2132958/13 B2) 11.05.75 2E1) А 23 В 4/06
E3) 664.951.037.59 G2) В. К. Николаенков, Е. И. По-
кромкин, И. П. Кожин екая G1) Мурманское отделение
Государственного проектно-конструкторского инст тута
рыбопромыслового флота «Гипрорыбфлот»
E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ДЕФРОСТАЦИИ БЛОКОВ
ЗАМОРОЖЕННЫХ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ,
содержащее конвейер с кассетами для блоков, расположенные над
ним оросители и поддон для сбора воды, отличающееся
тем, что, с целью упрощения конструкции, конвейер
представляет собой замкнутую гибкую ленту с закрепленными
на ней поперечными перегородками, рабочая ветвь
которой выполнена желобчатой формы, а каждая кассета
образована стенками желоба и поперечными перегородками,
при этом над кассетами установлены прижимы для утап-
ливания блоков.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
желобчатая форма рабочей ветви конвейера образована с помощью
направляющих элементов, например ряда роликов,
установленных по обе стороны ее на расстоянии от торцов
поперечных перегородок, равном толщине ленты конвейера.
3. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
прижимы укреплены шарнирно и выполнены волнообразной
формы.
45

A1) 561054 B1) 2149090/06 B2) 24.06;75 2E1) F 25 В 9/00
E3) 621.574 G2) А. Д. Суслов, С. Д. Глухов, В. Б. Пол-
тараус, В. Н. Кузнецов G1) Московское ордена Ленина
и ордена Трудового Красного Знамени высшее техническое
училище им. Н. Э. Баумана.
E4) СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ ХОЛОДА И
ОДНОСТУПЕНЧАТАЯ ПОРШНЕВАЯ ХОЛОДИЛЬНО-ГАЗОВАЯ
МАШИНА ДЛЯ ОСУЩЕСТВЛЕНИЯ ЭТОГО СПОСОБА.
1. Способ получения холода с помощью
одноступенчатой поршневой холодильно-газовой машины путем
заполнения газом теплой полости цилиндра вытеснителя,
переталкивания газа из теплой полости через теплообмен-
\ t
ник и регенератор в холодную полость и последующего
выпуска газа, отличающийся тем, что, с целью снижения
уровня достигаемых температур, газ после
теплообменника и перед регенератором дополнительно охлаждают.
2. Одноступенчатая поршневая холодильно-газовая
машина для получения холода способом по п. 1, содержащая
цилиндр с вытеснителем, разделяющим его на теплую и
холодную полости, регенератор, теплообменник и клапаны
впуска и выпуска газа, отличающаяся тем, что в линии
связи теплообменника с регенератором установлено
автономное устройство для дополнительного охлаждения газа,
выполненное в виде последовательно установленных
дополнительных регенератора и теплообменника с охлаждением
последнего низкотемпературной жидкостью, например
азотом.
A1) 565171 B1) 2332697/06 B2) 09.03.76 2E1) F 25 В
15/06 E3) 621.575 G2) Г. В. Курилов, С. И. Пыжов,
А. Т. Балабанова, И. В. Бедненко G1) Донецкий филиал
Всесоюзного научно исследовательского и проектного
института по очистке технологических газов, сточных вод
и использованию вторичных энергоресурсов предприятий
черной металлургии
E4) АБСОРБЦИОННАЯ БРОМИСТОЛИТИЕВАЯ
ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая генератор
высокого давления, к паровой полости которого
подключена теплообменная поверхность генератора низкого
давления, сообщенная с охладителем конденсата,
отличающаяся тем, что, с целью снижения металлоемкости
путем интенсификации теплообмена в генераторе низкого
давления, на линиях связи теплообменной поверхности
последнего с генератором высокого давления и
охладителем конденсата установлена барботажная емкость —
охладитель паров хладагента.
(И) 561056 B1) 2040708/06 B2) 02.07.74 2E1) F 25 В 31/02
E3) 621.57.041 G2) В. Ф. Агапов, Ф. М. Кондратьев,
Ю. П. Русское, Ю. А. Степанова, В. П. Торин
E4) ФРЕОНОВЫЙ ГЕРМЕТИЧНЫЙ КОМПРЕССОР,
содержащий установленный в подшипниках скольжения
вертикальный вал со шнековой канавкой на наружной
поверхности и осевым каналом, в стенке которого выполнено
радиальное отверстие, отличающийся тем, что, с целью
улучшения условии эксплуатации и повышения
моторесурса, в канале на участке, расположенном в его стенке,
установлен маслосборник, герметично примыкающий по
периметру к стенке канала, в которой выполнено
дополнительное наклонное отверстие, соединенное со шнековой
канавкой, к которой подключена кольцевая расточка,
выполненная на верхнем торце подшипника.
A1) 561855 B1) 2142273/06 B2) 09.06.75 2E1) F 25 В 41/06
E3) 66.045.1:621.574 G2) М.К.Сидоренко, Ю. И. Чер-
кашин, В. И. Толстиков
E4) РЕГЕНЕРАТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕННИК
ФРЕОНОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ, содержащий частич-
А\
г\\\\\\\\\\\\\\\
\\^\\\\\\\\\\\\\*
з- ца
но размещенную внутри трубопровода, герметично
соединенного с патрубком компрессора, капиллярную трубку,
отличающийся тем, что, с целью повышения надежности и
упрощения сборки, трубопровод выполнен с продольной
прорезью, образующей с торцом патрубка отверстие, через
которое капиллярная трубка выведена наружу.
-11) 566088 B1) 2334338/25 B2) 15.03.76 2E1) F 25 В
39/00 E3) 621.57.048 G2) И. Г. Шекриладзе, Д. Г.
Руси ш вил и
E4) ИСПАРИТЕЛЬНЫЙ ЭЛЕМЕНТ, например, для
теплообменника затопленного типа, выполненный в виде
вертикального цилиндра с капиллярной структурой на
наружной поверхности, отличающийся тем, что, с целью
интенсификации теплообмена, нижний конец цилиндра
снабжен затвором паровой фазы, а вокруг затвора и
основной части цилиндра со сквозным кольцевым зазором
расположена рубашка.
46
30

ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
УДК 621.565.001.12.004.1
К вопросу проектирования
и эксплуатации аммиачных
холодильных установок
В. К. ЛЕМЕШКОг Ю. К. СОЛОМАХА
Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
н. к. плотников
Гипромясо
Конструкции аппаратов (сосудов)
аммиачных холодильных установок должны
соответствовать «Правилам устройства и безопасной
эксплуатации сосудов, работающих под
давлением» [2], которыми предусматривается
обязательная установка на них предохранительных
клапанов. Однако в Правилах не указано, что
клапанов должно быть не менее двух и что
устанавливать их необходимо на переключающем
вентиле. В связи с этим большинство аппаратов
(сосудов) выпускается машиностроительными
заводами с одним предохранительным клапаном.
Это конденсаторы KB и КТГ (поверхностью до
300 м2 включительно), испарители ИКТ и ИП,
промежуточные сосуды ПС3, ресиверы РД, РВ
и РДВ [7].
В § 5—44 Правил [2] указано, что проверка
предохранительного клапана проводится не
реже одного раза в 6 месяцев. При отсутствии
переключающего вентиля перед снятием
клапана для проверки аппарат необходимо
освободить от аммиака. В эксплуатации это не
всегда возможно и весьма затруднительно, так
как аппараты не имеют дренажных отводов.
Правила требуют устройства этих отводов во всех
аппаратах и сосудах, но их имеют только
промежуточные сосуды ПС3.
Установка двух предохранительных клапанов
на переключающем вентиле позволяет, не
отключая аппарата, снять один из клапанов для
проверки. Ряд аппаратов уже комплектуется
серийно выпускаемыми переключающими
вентилями [6] с двумя предохранительными
клапанами: конденсаторы КТГ 500—1250,
отделители жидкости ОЖ-350 и ОЖ-400,
промежуточные сосуды ПСГ-90 и ПСГ-250, испарители ИТГ
500—800.
Для безопасной эксплуатации холодильных
установок обслуживающий персонал должен
постоянно контролировать уровень жидкого
аммиака в аппаратах, вследствие чего аппараты
должны иметь как визуальные указатели
(стекла типа «клингер»), так и реле уровня. Однако
на испарителях всех типов (кроме ИТГ),
отделителях жидкости, промежуточных сосудах ПС3>
маслоотделителях и маслосборниках
отсутствуют визуальные указатели, что затрудняет их
эксплуатацию. Кроме того, на некоторых
аппаратах и сосудах, в которых необходимо
контролировать уровень жидкого аммиака [4],
например на линейном ресивере РВ и ресивере
РД, нет даже патрубков для присоединения
реле уровня. Поэтому на этих сосудах колонки
с реле вынужденно присоединяют к
патрубкам визуальных указателей уровня.
Вертикальные ресиверы РДВ выпускаются с
патрубками для присоединения реле уровня, но
жидкостный патрубок расположен слишком
высоко, а паровой — слишком низко, вследствие
чего невозможно расположить защитные реле,
отключающие компрессоры при аварийном
уровне жидкости в сосуде, на высоте,
соответствующей 70%-ному заполнению ресивера [3].
Поэтому проектные организации вынуждены
паровой уравнительный трубопровод от
промежуточной колонки для реле уровня присоединять к
патрубку подачи в ресивер горячих паров
аммиака, что нежелательно.
Ресиверы РДВ широко используются в
схемах холодильных установок в качестве защитных
и дренажных, из которых жидкий аммиак
передавливается через регулирующую станцию.
Эта операция осуществляется через патрубок,
расположенный на высоте 250 мм над сварным
швом стыка днища и обечайки. Так как
минимальный уровень жидкого аммиака над этим
патрубком должен быть 100 мм (для
исключения прорыва паров высокого давления в
испарительную систему), балластное заполнение
ресивера составит 15—20% емкости сосуда.
Поэтому патрубок должен ввариваться в нижнее
днище сосуда, куда соответственно необходимо
перенести и жидкостный патрубок для
присоединения реле уровня.
Ресиверы РДВ широко используются также в
насосных системах в качестве циркуляционных,
однако выпускаются они без патрубка для
выхода жидкого аммиака к насосу. Поэтому
проектами предусматривается изготовление
специального жидкостного стояка, который
вваривается в крышку люка сосуда при монтаже. К
этому жидкостному стояку присоединяют
аммиачный насос, что позволяет снизить рабочее
заполнение ресивера (до 10% емкости сосуда)
и сократить общую емкость устанавливаемых
циркуляционных ресиверов.
47

Таким образом, использование ресивера РДВ
в качестве циркуляционного, защитного и
дренажного подтверждает необходимость
переноса нижнего уравнительного патрубка для реле
уровня на днище аппарата.
Изготовление жидкостных стояков для
ресиверов РДВ, а также РД желательно
организовать на заводе-изготовителе. При этом
следует предусмотреть фланцевое соединение
жидкостного стояка с ресивером.
На отделителях жидкости уравнительный
жидкостный патрубок к реле уровня расположен
также слишком высоко. Минимальный уровень,
который может быть зафиксирован реле,
составляет около 500 мм (над швом сварки
днища и обечайки), в то время как аварийная
остановка компрессоров должна осуществляться при
появлении уровня жидкости в сосуде [1]. В
связи с этим в проектах холодильных установок
жидкостный трубопровод от промежуточной
колонки присоединяют к сливному трубопроводу
отделителя, что является далеко не лучшим
решением. Жидкостный уравнительный патрубок
должен быть перенесен на днище отделителя
жидкости.
У отделителей жидкости 125 ОЖг—300 ОЖм
диаметры сливных патрубков 80—125 мм, в то
время как диаметр приемного патрубка на
ресивере РД не более 65 мм. Поэтому без
предварительного изменения диаметра приемного
патрубка в ресивере трудно обеспечить
нормальную работу комплекса «отделитель
жидкости— горизонтальный ресивер».
Присоединить трубопроводы к патрубкам
ресивера РД, работающего при температурах
кипения —35-1—40°С, невозможно, не нарушив
теплоизоляции, так как длина патрубков
сосуда меньше требуемой толщины изоляции.
На испарителях ИКТ завод-изготовитель
устанавливает одно реле ПРУ-5, причем без
промежуточной колонки и запорных вентилей, что
противоречит инструкциям по проектированию
и автоматизации аммиачных холодильных
установок.
Завод не поставляет рам для крепления
отделителей жидкости, входящих в комплект
поставки панельных испарителей ИП, и не дает
никаких решений по ее изготовлению.
Вопросам спуска масла из аппаратов (сосудов)
необходимо уделять особое внимание. Масло в
системе холодильных установок ухудшает
теплопередачу испарительного оборудования,
снижает надежность работы приборов
автоматического регулирования, сигнализации и
защиты.
В аппаратах (сосудах) должны быть масло-
спускные вентили и встроенные змеевики для
прогрева (жидким аммиаком после линейного
ресивера или другой греющей средой) масло-
аммиачной смеси перед спуском масла. Такие
змеевики имеются лишь у отделителей
жидкости 250 ОЖм и 300 ОЖм.
Для облегчения спуска масла в проектах
предусматривают подачу в циркуляционные,
дренажные и защитные ресиверы горячих паров
аммиака. Однако при этом необходимо спускать
весь жидкий аммиак из аппаратов (или прогреть
всю его массу).
Маслособиратели также нуждаются в
обогревающем змеевике для выпаривания
аммиака из масла перед спуском последнего.
Необходимо отметить, что емкость выпускаемых масло-
собирателей мала — 8 и 57 л. На
предприятиях зачастую в качестве маслособирателей
используют ресиверы РД.
В настоящее время наиболее эффективным
является применение барботажного
маслоотделителя ОММ с промывкой нагнетаемых
компрессорами горячих паров через слой жидкого
аммиака. Существуют различные схемы
поддержания уровня жидкости в барботажных
маслоотделителях .[51, однако независимо от схемы в
конструкции маслоотделителя должен быть
паровой патрубок для присоединения реле
(регулятора) или уравнительной колонки.
Указанного патрубка в маслоотделителях нет, а
имеющийся патрубок подачи жидкости
расположен высоко, что при использовании
регулятора ПР-14 или реле ПРУ-5 вызывает
образование жидкостного «мешка».
К сожалению, маслоотделители ОММ,
наиболее эффективные в работе, снимаются с
производства и заменяются циклонными серии М.
По нашему мнению, даже при эксплуатации
компрессоров с индивидуальными циклонными
маслоотделителями на общих нагнетательных
магистралях целесообразно устанавливать бар-
ботажные маслоотделители, выпуск которых
необходимо продолжить.
При разветвленных насосно-циркуляцион-
ных системах количество аммиака в
охлаждающих установках и во всасывающих
трубопроводах составляет значительную величину, а
наибольшая геометрическая емкость выпускаемых
в настоящее время ресиверов 5 м3. Для приема
всего жидкого аммиака из системы приходится
проектировать на каждую температуру
кипения по два-четыре ресивера, что усложняет
схему и ведет к перерасходу трубопроводов,
арматуры и приборов автоматики, а также
требует дополнительных площадей для их
установки. Поэтому промышленность должна скорее
освоить выпуск ресиверов большой емкости
(типа ГБ). Это позволит также шире внедрять
компаундную схему, в которой ресивер ГБ
будет выполнять функции как циркуляционного
ресивера, так и промежуточного сосуда.
48

По конструкции ресивера ГБ необходимо
сделать некоторые замечания. Во избежание
дополнительного вспенивания патрубок подачи
жидкости в сусуд не следует заводить под уровень
жидкого аммиака, как это предусмотрено
проектом. Для возможности использования
ресивера ГБ в качестве промежуточного сосуда
для двух испарительных систем в ресивере
должны быть смонтированы два патрубка для
входа парообразного аммиака.
Ресиверы ГБ, а также все аппараты (сосуды)
аммиачных холодильных установок должны
поставляться полностью укомплектованными
арматурой.
В соответствии с изложенными выше
замечаниями и предложениями следует внести
изменения в конструкцию аппаратов и сосудов,
выпускаемых отечественной промышленностью, что
позволит улучшить проектирование и эксплуа-
КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
Нужное пособие
Справочник посвящен систематическому и достаточно
подробному рассмотрению основного комплекса свойств
веществ, применяемых главным образом в холодильной
технике. В таблицах приведены термодинамические
свойства холодильных и некоторых криогенных веществ; теп-
лофизические свойства воды, водяного пара и хладоноси-
телей, а также характеристики материалов (в том числе
масел), применяемых в холодильной технике.
В конце справочника даны таблицы теплофизических
величин, входящих в расчетные зависимости по
теплоотдаче, при конденсации некоторых хладагентов и водяного
пара. Приведены также /, lgp-диаграммы для аммиака
и фреона-22.
Такое систематическое изложение справочных
данных весьма полезно для инженерно-технических
работников, а также для преподавателей и студентов
холодильных специальностей. В частности, этот справочник
используется в качестве учебного пособия в Одесском
технологическом институте холодильной промышленности
при изучении курсов технической термодинамики,
теплопередачи, тепломассообмена и других дисциплин.
тацию аммиачных холодильных установок и
повысит безопасность обслуживания оборудования.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Правила техники безопасности на аммиачных
холодильных установках. М., ВНИХИ, 1967.
2. Правила устройства и безопасной эксплуатации
сосудов, работающих под давлением. М., Недра, 1975.
3. Рекомендации по повышению безопасности
эксплуатации холодильных установок предприятий
мясной и молочной промышленности. М., ВНИХИ,
1972.
4. Рекомендации по проектированию
автоматизации аммиачных холодильных установок с различными
системами охлаждения. М., ВНИХИ, 1974.
5. СенягинЮ. Я-, Соломаха Ю. К. Монтаж
промывных маслоотделителей. — Холодильная
техника, 1974, № 7.
6. Турецкий В. Л., Г о л ь д ш т е й н И. М.
Трехходовые вентили для холодильных агентов. —
Холодильная техника, 1972, № 8.
7. Холодильные машины и аппараты. Каталог.
Ч. 3. М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1976.
УДК 019.941:621.56/.59@75.8)
Рецензируемый, справочник несомненно, нужное
пособие, в котором обобщены ранее разрозненные и
неполные данные о свойствах веществ, широко применяемых
в холодильной технике. Ввиду того что справочное
пособие пользуется большим спросом и его уже трудно
приобрести, желательно было бы его новое издание.
Необходимо в справочнике дать более полные сведения
о гелии, широко используемом в криогенной технике и
энергетике, и о смесях хладагентов и хладоносителей.
Целесообразно рассмотреть вопрос о включении в
каждый раздел справочника хотя бы минимальных сведений
о физической сущности рассматриваемых свойств и о
теоретических предпосылках их определения.
По-видимому, представит практический интерес увеличение
числа диаграмм состояния (в том числе и для бинарных
смесей).
Доктор техн. наук, проф. Л. 3. МЕЛЬЦЕР,
доктор техн. наук, проф. 3. Р. ГОРБИС —
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
Богданов С. Н.г Иванов О. П., Куприянов А. В. Холодильная техника.
Свойства веществ. Изд. 2-е, доп. и перераб. Л., Машиностроение, 1976,
166 с, 2 л. граф., цена 88 к.
49

ХРОНИКА
Всесоюзная научно-техническая
конференция в г. Ташкенте
В Ташкентском политехническом
институте на базе кафедры «Холодильные
и компрессорные машины и установки»
в период с 25 по 27 октября 1977 г.
была проведена Всесоюзная научно-
техническая конференция
«Совершенствование процессов, машин и
аппаратов холодильной и криогенной техники
и кондиционирования воздуха».
В ее подготовке и проведении,
кроме Ташкентского политехнического
института, приняли участие: комиссия
«Криогенная и холодильная техника»
Научно-технического совета
Министерства высшего и среднего
специального образования СССР, Московское
высшее техническое училище им.
Баумана и Научно-производственное
объединение криогенного
машиностроения (г. Балашиха).
К участию в конференции был
привлечен ряд вузов, ведущих подготовку
специалистов и осуществляющих
научные исследования в области
холодильной и криогенной техники и
кондиционирования воздуха.
Это — Московский энергетический
институт, Московский институт
химического машиностроения,
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности, Одесский
технологический институт
холодильной промышленности,
Калининградский и Астраханский институты
рыбной промышленности, Ленинградский,
Киевский, Кишиневский, Грузинский,
Ереванский, Омский и Краснодарский
политехнические институты и ряд
других.
В работе конференции участвовали
также ведущие научные,
научно-производственные,
проектно-конструкторские организации страны и
промышленные предприятия. В их числе
институты Академии наук СССР,
Академии медицинских наук СССР,
академий наук союзных республик, в
частности Физический институт
им. П. Н. Лебедева, Институт
теоретической и экспериментальной физики,
Объединенный институт ядерных
исследований, Ленинградский институт
ядерной физики, Физико-технический
институт низких температур АН УССР,
Институт высоких температур
АН СССР, а также ВНИХИ, ВНИИ-
холодмаш, научно-производственные
объединения «Гелиймаш»,
«Холодмаш» и др.
На конференции присутствовало
более 400 человек, в том числе 46
докторов наук и 107 кандидатов наук.
Отобранные лучшие из
представленных 580 докладов были сгруппированы
для обсуждения на семи секциях:
I — криогеника;
II — воздухоразделительные
установки и сжиженный
природный газ;
III — вопросы термодинамики и
теплофизики;
IV — области применения
холодильных машин и устройств,
вопросы их расчета,
конструирования и производст-
ства;
V — проектирование и
эксплуатация охлаждающих систем;
VI — системы кондиционирования
воздуха и тепловые насосы;
VII — криобиология, криохирургия,
вопросы холодильной
технологии.
Открыл конференцию председатель
Оргкомитета ректор Ташкентского
политехнического института академик
АН УзССР, проф. К. С. Ахмедов.
Со вступительным словом к
участникам конференции обратились
министр высшего и среднего специального
образования Узбекской ССР
академик АН УзССР Г. А. Абдурахманов
и председатель секции «Холодильная
и криогенная техника»
Научно-технического совета Министерства высшего
и среднего образования CCCPj доктор
техн. наук, проф. В. И. Епифанова.
Всего было проведено 2 пленарных
и 34 секционных заседаний
конференции.
Работу секций возглавили:
I секция (состояла из двух
подсекций)— доктор техн. наук»
проф. М. П. Малков,
доктор техн. наук,
проф. В. П. Беляков,
доктор техн. наук,
проф. В. И.
Епифанова, доктор техн. наук
В. Г. Пронько, доктор
техн. наук Г. С. Поте-
хин, доктор техн. наук,
проф. В. М. Бродян-
ский, канд. техн. наук
Н. В. Филин;
II секция — доктор техн. наук,
проф. А. М. Архаров,
канд. техн. наук
Г. А. Головко, канд.
техн. наук П. П. Ка-
литкин, канд.техн.
наук Л. Ф. Бондаренко;
Здание Дворца культуры в г.
Ташкенте, где проходили заседания
конференции.
50

Зал заседаний.
Ill секция — доктор техн. наук,
проф. Г. Н. Данилова,
доктор техн. наук,
проф. А. И. Леонтьев,
доктор техн. наук,
проф. В. Н. Филаткин,
доктор техн. наук,
проф. П. М. Кессель-
ман;
IV секция — доктор техн. наук,
проф. Ф. М. Чистяков,
доктор техн. наук,
проф. А. Д. Суслов,
доктор техн. наук,
проф. В. А. Наер,
канд. техн. наук
А. И. Исакеев;
V секция — доктор техн. наук,
проф. В. 3. Жадан,
канд. техн. наук,
и. о. проф. А. И.
Лавочник;
VI секция — доктор техн. наук,
проф. А. А. Гоголин,
доктор техн. наук,
проф. Е. В. Стефанов,
доктор техн. наук
Е. И. Янтовский;
VII секция — доктор техн. наук,
проф. Э. И. Каухче-
швили, канд. физ.-мат.
наук Т. П. Птуха,
канд. мед. наук
В. В. Шенталь.
То обстоятельство, что конференция
подготавливалась и проводилась в
канун празднования 60-летия Великого
Октября, предопределило
направленность большинства докладов и
дискуссии по ним.
На пленарных заседаниях
конференции были сделаны доклады: «Роль
криогенной техники в обеспечении
основных направлений развития
народного хозяйства страны,
определенных XXV съездом КПСС»
(генеральный директор НПО «Криогенмаш»
доктор техн. наук, проф. В. П.
Беляков) и «Перспективы развития
холодильного машиностроения в свете
решений XXV съезда КПСС»
(заместитель директора ВНИИхолодмаша канд.
техн. наук А. С. Нуждин).
На заседаниях секции были
заслушаны и обсуждены доклады по
различным вопросам холодильной и
криогенной техники и кондиционирования
воздуха, в том числе обобщающие ряд
представленных докладов. Прежде
всего следует отметить такие темы, как
новые методы оптимизации
криогенных систем; крупные воз ду хор аз
делительные установки с высоким уровнем
унификации; пути оптимизации
процессов сжижения природных газов;
системы криогенного обеспечения для
сверхпроводящих энергетических
устройств; разработка и исследование
перспективных рабочих веществ, в том
числе и многокомпонентных; пути
интенсификации процессов
тепломассообмена; использование
счетно-вычислительной техники для оптимизации
проектирования и эксплуатации
криогенных систем и холодильных машин
и установок; способы и средства
утилизации и промышленного
использования вторичных энергетических
ресурсов, в частности бросового
низкопотенциального тепла, отводимого в
холодильных циклах; системы
комплексного теплохладоснабжения;
способы и средства кондиционирования
воздуха, в том числе и специального;
оптимизация условий хранения
скоропортящихся продуктов питания во
всех звеньях непрерывной
холодильной цепи; новые методы криовоздей-
ствия при лечениях различных
заболеваний, в том числе раковых,
разработка аппаратуры для осуществления
этого воздействия.
Заслушанные и обсужденные
доклады свидетельствовали о весьма
заметно возросшей значимости холодила
ной и криогенной техники и
кондиционирования воздуха в обеспечении
дальнейшего научно-технического
прогресса в народном хозяйстве страны,
существенном повышении общего
уровня проводимых в СССР научных
исследований, направленных на
совершенствование процессов, машин и
аппаратов холодильной и криогенной
техники и кондиционирования воздуха,
об успехах, достигнутых во внедрении
их результатов в производство.
Конференция'послужила упрочению
связей научных подразделений с
промышленностью, устранению
параллелизма и дублирования в
исследованиях.
По обсужденной проблеме
конференция приняла развернутое решение,
содержащее рекомендации по
практическому использованию результатов
рассмотренных на конференции
научных исследований, дальнейшему их
развитию и повышению
эффективности. При этом обращено внимание на
необходимость осуществления более
полной координации научных
исследований, проводимых в стране в
области холодильной и криогенной
техники и кондиционирования воздуха, и
определены мероприятия по ее
обеспечению.
Материалы конференции к ее
открытию изданы в виде общей и рабочей
программы, а также шести сборников
тезисов докладов общим объемом
свыше 40 печ. листов. Труды
конференции будут изданы в первой половине
1978 г.
В период работы конференции была
организована тематическая выставка
научно-производственных объединении
«Криогенмаш» и «Гелиймаш», а также
выставка оборудования,
предназначенного для криовоздействия в
медицине.
Участники конференции посетили
кафедру «Холодильные и
компрессорные машины и установки» ТашПИ
и хорошо оборудованную проблемную
лабораторию при ней. Они
ознакомились с выполняемыми на этой базе
под руководством заслуженного
деятеля науки и техники УзССР канд.
техн. наук А. И. Лавочника
комплексными исследованиями по новому
перспективному научному направлению
в области совершенствования
компрессорных трансформаторов тепла,
реализующих холодильные, теплонасосные
и совмещенные циклы на основе
корреляции свойств их рабочих веществ.
Были организованы также
технические экскурсии на ряд предприятии
г. Ташкента и встречи с передовыми
работниками этих предприятий,
занимающимися вопросами холодильной
и криогенной техники и
кондиционирования воздуха.
После окончания конференции для
ее участников была организована
экскурсия по маршруту Ташкент —
Бухара — Самарканд — Ташкент.
51

Вторая национальная
научно-техническая конференция
в Болгарии
по теплоснабжению, вентиляции
и кондиционированию воздуха
В октябре 1977 г. в Варне (НРБ) мически выгодная температура горя- дуемые температуры, относительную
состоялась Вторая национальная на- чей воды за тепловым насосом, по рас- влажность, предельные нормы содер-
учно-техническая конференция (с меж- четам автора, составляет примерно жания пыли и газов в воздухе помеще-
дународным участием) по теплоснаб- 58°С. ний вычислительных центров; Ц. Ка-
жению, вентиляции и кондициониро- П. Чомаков (НРБ) показал, что в дийский (НРБ) — оптимальные пара-
ванию воздуха. районе реки Ермы, где температура метры воздуха в экспозиционных залах
Конференцию созвали: Институт по термальных вод на глубине 500 м и фондохранилищах музеев,
теплотехнике Центрального совета на- достигает 85—90°С, перспективно ис- Б. Крапчев и С. Пенев (НРБ) из-
учно-технических союзов Болгарии; пользование их тепла в абсорбционных ложили методику и результаты нане-
Комитет по науке, техническому про- бромистолитиевых холодильных маши- сения на /, d-диаграмму кривых ча-
грессу и высшему образованию НРБ; нах, обслуживающих системы охлаж- стот повторяемости энтальпии наруж-
министерства—строительства и строи- дения воздуха близлежащих полиме- ного воздуха для г. Софии; В. Милчев,
тельных материалов, энергетики, ма- таллических рудников. Применение аб- С. Пенев, Н. Начев (НРБ) — методи-
шиностроения и металлургии, элек- сорбционных холодильных машин по ку и результаты нанесения на ту же
троники и электротехники, легкой сравнению с компрессионными позво- диаграмму кривых постоянной удель-
промышленности. ляет снизить капитальные затраты на ной эксергии воздуха для г. Софии.
В работе конференции приняли уча- 25%, а расход электроэнергии на 50— С. Невенкин и Н. Начев (НРБ) при-
стие около 300 специалистов, в том 30%. вели формулы, описывающие зависи-
числе 35 зарубежных — из ВНР, ГДР, С. Калев, 3. Илчев и Б. Абаджиев мость давления насыщения от темпе-
ПНР, СССР, ЧССР, Дании, Италии, (НРБ) привели схему трехступенчато- ратуры воздуха.
ФРГ, Швейцарии. го теплового насоса, использующего Н. Стоичков (НРБ) доложил о
непредставленные конференции до- тепло подземных вод для отопления зультатах экспериментальных иссле-
клады были посвящены: использова- оранжереи. Коэффициенты преобра- дований процесса осушения воздуха
нию тепла Солнца и подземных вод зования в первой, второй и третьей этиленгликолем.
для отопления, вентиляции, кондицио- ступенях соответственно равны 4,05; Т. Сыбев (НРБ) привел характери-
нирования воздуха и горячего водо- 4,61 и 4,73. По сравнению с отопле- стики эжекционных кондиционеров-
снабжения; абсорбционным и компрес- нием от котла ожидается существенная доводчиков для четырехтрубных систем
сионным тепловым насосам; строитель- экономия на эксплуатационных затра- с регулированием теплохолодопроиз-
ной теплотехнике зданий; отопитель- тах (до 25%). водительности по воздуху. Эти довод-
ным котлам и централизованному теп- У. Фокс (ФРГ) представил схему чики разработал Институт по венти-
лоснабжению; исследованию, проек- и теплоэнергетические показатели теп- ляции, пылеочистке и топочной тех-
тированию и расчету систем отопле- лового насоса с поршневым компрес- нике в г. Бургасе (НРБ). В 1978 г.
ния, вентиляции и кондиционирова- сором, работающим от газового дви- их будет выпускать завод, располо-
ния воздуха и их элементов. гателя с утилизацией тепла отходя- женный в том же городе.
Ниже приведены выдержки из не- щих газов. Этот тепловой насос осу- М. Константино (Италия) в докладе
которых докладов, имеющих отноше- ществлен в одном из плавательных бас- о кондиционировании воздуха на нред-
ние к холодильной технике. сейнов. При работе без утилизации приятиях фармацевтической промыш-
В. Стоев (НРБ) доложил о резуль- тепла и без теплового насоса полезно ленности отметил необходимость пре-
татах исследования 1728 вариантов используется 31% подводимой энер- дусматривать в проектах систем кон-
применения тепловых насосов, ис- гии, при работе с утилизацией тепла диционирования воздуха резервы мощ-
пользующих тепло минерализованных отходящих газов — 85%, а при работе ностей на возможное в перспективе
геотермальных вод с температурой установки в цикле теплового насоса увеличение теплоизбытков и расшире-
40—50°С при дополнительном подо- и с утилизацией тепла отходящих ние предприятий,
греве в теплообменнике, питаемом от газов— 178%. Расчеты показали, что Е. Е. Карпис (СССР) доложил о раз-
пикового котла. При нынешнем соот- годовое потребление газа снизится бо- витии науки и техники кондициони-
ношении цен на топливо и электро- лее чем на 50%. рования воздуха в Советском Союзе
энергию в НРБ максимальная эконо- Б. Щерев (НРБ) привел рекомен- за 60 лет.
52

Новый международный
В АА F^KJTVH А РОД НО ЛА Основное место в журнале будет отведено лучшим ори-
" гинальным статьям и сообщениям из числа получаемых
ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА Международным институтом холода из различных источ-
Ч" ников.
1 Кроме того, журнал будет включать рубрики: Новости,
Новые продукты, Отчеты о конференциях, Книжное
обозрение, Заметки об исследованиях и разработках,
Письма в редакцию, Предстоящие мероприятия. Журнал
будет иметь также рубрику, посвященную исключительно
информации о деятельности МИХ. Ответственность за
качество всех статей и сообщений примет на себя
Международный редакционный совет, который будет включать
ЖУРНОЛ ПО ХОЛОДУ соответствующих специалистов в области холода.
ПЕРИОДИЧНОСТЬ И ЯЗЫКИ
Журнал будет выходить каждые два месяца. Первый
Международный институт холода начинает публикацию номер выйдет в мае 1978 г. Статьи будут публиковаться
нового журнала под названием «Internationale Journal на двух языках (либо на английском, либо на француз-
of Refrigeration — Revue internationale du froicb. ском), причем на обоих языках будут печататься заголов-
Главный редактор — профессор Лидского университета ки, аннотации, подрисуночные подписи, рефераты и ин-
Г. Г. Хаселден. Журнал будет издаваться английским формация о деятельности МИХ.
издательством «IPC Science and Technology Press».
СТОИМОСТЬ ПОДПИСКИ
Льготная подписная плата (до начала выхода журнала)
КОМПЕТЕНЦИЯ ЖУРНАЛА составляет 22 англ. фунта за год (нормальная подписная
Редакционная сфера этого нового журнала охватит плата 25 англ. фунтов). Специальная льготная подпис-
теорию^и практику искусственного холода и смежных ная плата для членов комиссий и членов-корреспонден-
областей. Она включит Есе аспекты исследования, раз- тов Международного института холода—только 12 англ.
работки и применения искусственного холода в науке, фунтов за год (нормальная подписная плата 15 англ. фун-
промышленн ости, торговле и быту. тов).
К СВЕДЕНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Всесоюзным научно-исследовательским институтом холодильной промышленности
(ВНИХИ) выпущены следующие книги, посвященные вопросам исследования тепло-
физических свойств холодильных агентов:
ПЕРЕЛЫШЕЙН И. И., АЛЕШИН Ю. П.,
Применение бромированных фреонов-12В1 и 13В1 в холодильной технике. М., 1976,
9,5 л. Цена одного экземпляра 65 к.
На основе разработанной во ВНИХИ методики аппроксимации и расчета
термодинамических свойств составлены все необходимые уравнения и рассчитаны подробные
таблицы насыщенных и перегретых паров. Даны калорические диаграммы Н — lg P в
системе СИ.
Термодинамические свойства важнейших рабочих веществ холодильных машин.
Коллектив авторов. Под ред. И. И. Перельштейна. М., 1976, 5,7 л. Цена одного
экземпляра 75 к.
В сборнике обобщены теплофизические свойства широкого круга веществ, в частности
фреонов и аммиака. Разработаны новые обобщенные зависимости для термических
свойств. Представлены новые диаграммы Н—lgP аммиака, а также скорость звука —
температура и показатель изоэнтропы—температура фреонов-12, 13, 12В1, 13В1, 22 и
аммиака. Рассмотрены вопросы токсической опасности холодильных агентов и их
классификация.
Исследование и обобщение термодинамических свойств рабочих веществ. Коллектив
авторов. Под ред. И. И. Перельштейна. М., 1977, 5,07 л. Цена одного экземпляра
76 к.
В сборнике рассмотрен подход к выбору хладагента и изложены методы расчета
теплофизических свойств по ограниченной исходной информации. Приведены
результаты экспериментального и теоретического исследования термодинамических свойств
фреонов-142 и 502. Представлены новые диаграммы Н — lg P, а также скорость
звука — температура и показатель изоэнтропы — температура фреона-142 и 502.
Разработаны новые обобщения теплофизических свойств. Предложен метод совмещения
термических поверхностей состояния чистых веществ.
Издания рассчитаны на широкий круг специалистов, занимающихся проектированием,
исследованием и эксплуатацией холодильных установок, а также могут быть
использованы научными работниками и студентами вузов.
Книги будут рассылаться только наложенным платежом по поступившим заказам.
Заказы просьба направлять по адресу: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12,
ОНТИ ВНИХИ.
53

новости
ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
УДК 621.565.945
Современные конструкции
зарубежных
воздухоохладителей
В. Н. ЛОМАКИН, К. И. ПЕНСКАЯ, М. Н. РОМАНОВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Рис. 1. Общий вид воздухоохладителя типа АКР фирмы
«Финкойл» (Финляндия):
/ — поддон; 2 — батарея; 3 — обшивка; 4 — узел вентилятора.
Зарубежными фирмами выпускается широкий ряд
воздухоохладителей.
Градация подвесных аммиачных воздухоохладителей
типа АКР финской фирмы «Финкойл» (рис. 1) включает
девять типоразмеров поверхностью охлаждения от 29 до
513 м2 холодопроизводительностью от 9,1 G800) до
103,5 кВт (89000 ккал/ч) (табл. 1) при температуре
кипения хладагента t0=—b°C и разности температур
воздуха и кипения (температурном напоре) 0=10°С.
Коэффициенты пересчета холодопроизводительности
на другие температуры кипения и температурные напоры
приведены в табл. 2.
Поправочные коэффициенты вводятся также для
следующих условий:
Частота вращения ротора
вентилятора п = 15 с-1 (900 об/мин)
Естественная циркуляция
аммиака
Подача аммиака от ТРВ
Работа с инеем
0,77
0,95
0,85
0,95
Пример пересчета. Холодопроизводительность
воздухоохладителя АКР-9 при шаге ребер 12 мм 90 кВт (табл.
1). При /0=~-35°С, е=8°С, д=15 с-1 (900 об/мин),
естественной циркуляции аммиака и подаче его от ТРВ,
коэффициенте влаговыпадения (отношение общего тепла
к сухому) |= 1,0, работе с инеем холодопроизводительность
воздухоохладителя составит:
90-0,57- 0,77- 0,95-0,85-0,95=30,3 кВт.
Оребрение батарей воздухоохладителей выполняется
с шагом 8, 10, 12 или 15 мм. В особых случаях фирма
принимает заказы на воздухоохладители с шагом ребер
у батарей 4, 5, 6, 18 мм или с переменным шагом по
глубине.
Если температура воздуха должна поддерживаться
строго в небольших интервалах, фирма рекомендует
воздухоохладители, работающие на рассоле, температуру
которого регулировать легче, чем температуру кипения
аммиака.
Унификация воздухоохладителей идет по пути
использования стальных труб одного диаметра 20Х 17 мм;
размера ребер 58X50 мм при толщине 0,5 мм; числа рядов
труб по высоте, которое определяет высоту
воздухоохладителя 700, 900, 1150 мм; числа рядов труб по
глубине, которое определяет ширину воздухоохладителя
920, 1140, 1240 мм. Все это дает возможность
унифицировать детали обшивки и поддоны воздухоохладителей.


охладитель
АКР-1
АКР-2
АКР-3
АКР-4
АКР-5
АКР-6
АКР-7
АКР-8
АКР-9
Холодопроизводительность, кВт (тыс. ккал/ч)
при шаге ребер, мм
8
11,5(9,9)
21,9A8,8)
25,5B1,8)
33,1B8,5)
37,5C2,3)
47,2D0,6)
60,8E2,3)
89,1G6,6)
103,5(89,0)
10
10,8(9,3)
20,5A7,6)
23,8B0,5)
31,1B6,7)
35,2C0,3)
44,3C8,1)
57,1D9,1)
83,7G2,0)
97,2(83,6)
12
10,0(8,6)
19,0A6,3)
22,0A8,9)
28,8B4,8)
32,6B8,0)
41,0C5,3)
52,9D5,5)
77,5F6,7)
90,0G7,4)
15
9,1G,8)
17,3A4,9)
20,0A7,2)
26,2B2,5)
29,7B5,5)
37,3C2,1)
48,1D1,4)
70,5F0,6)
81,9G0,4)
Габаритные
размеры, мм
1200X700X920
1860X700X920
2360X700X920
2750X730X920
2750x900x920
3200x900x970
3200X900X1140
3200X1150X1240
4000X1180X1240
Таблица 1
Масса, кг,
при ^ша г е'ребер, мм
8
390
610
690
900
1070
1240
1500
2000
2590
10
370
580
640
850
1010
1170
1400
1890
2390
12
350
550
600
800
950
1100
1300
1750
2200
15
330
520
560
750
880
1020
1200
1600
2000
спорт
объем
я
та «а
о. as*
1,3
2,1
2,4
2,6
3,1
3,8
4,5
5,3
7,0
Примечание. Холодопроизводительность указана при следующих условиях: насосная циркуляция аммиака, tQ =
— 5°С, 0 = 10°С, |= 1,33, /1 = 23,4 с-1 A400 об/мин), поверхность свободна от инея.
54

о
CD
6
7
8
9
10
11
12
I
Та
блица 2
Коэффициенты пересчета холодопроизводительности на
различные температуры кипения, °С
— 40
0,40
0,48
0,56
0,64
0,72
0,78
0,88
1,0
-35
0,41
0 49
0,57
0,65
0,73
0,81
0,89
1,0
— 30
0,42
0,50
0,58
0,66
0,74
0,83
0,91
1,0
-25
0,43
0,52
0,60
0,69
0,77
0,86
0,94
1,05
-20
0,46
0,54
0,63
0,72
0,81
0,90
0,99
1,11
— 15
0,49
0,59
0,68
0,78
0,87
0,96
1,06
1,18
-10
0,52
0,62
0,72
0,82
0,93
1,02
1,13
1,25
— 5
0,56
0,67
0,78
0,89
1,00
1,11
1,22
1,33
0
0,57
0,68
0,80
0,91
1,02
1,13
1,24
1,33
Воздухоохладители комплектуются двумя типами
вентиляторов диаметром 508 или 610 мм.
Угол установки лопаток для вентилятора диаметром
508 мм составляет 20 или 28°, а для вентилятора
диаметром 610 мм — 27°. Количество вентиляторов в
зависимости от типоразмера воздухоохладителя может быть от
одного до трех. Воздухоохладитель типа АКР-1 имеет один
вентилятор, АКР-2 и АКР-3 — два вентилятора, а АКР-4—
АКР-9 — три вентилятора.
В табл. 3 приведены технические характеристики
вентиляторов и их электродвигателей. Производительность
вентилятора по воздуху дана для воздухоохладителя,
батарея которого выполнена с шагом ребер 12 мм. Для
воздухоохладителей с другим шагом ребер батарей
необходимо ввести поправочные коэффициенты: для шага
8 мм —0,95; 10 мм — 0,97; 15 мм—1,04.
Фирма выпускает воздухоохладители левого и правого
' исполнения. В зависимости от температурных условий
поддоны для сбора воды при оттаивании батареи
выполняются изолированными или неизолированными.
Таблица 3

Воздухоохладитель
АКР-1
АКР-2
АКР-3
АКР-4
АКР-5
АКР-6
АКР-7
АКР-8
АКР-9
АКР-1—М
АКР-2 — М
АКР-3 —М
АКР-4 —М
АКР-5 — М
АКР-6 — М
АКР-7 —М
АКР-8 —М
АКР-9 —М
о
КОЛИ
честЕ
1
2
2
3
3
3
3
3
3
1
2
2
3
3
3
3
3
3
Техническая характеристика
вентилятора
диаметр
(мм) —угол
лопатки (°)
508—20
508—20
508—20
508—20
508—20
508—20
508—28
610—27
610—27
508—20
508—20
508—20
508—20
508—20
508—20
508—28
610—27
610—27
частота
вращения
ротора, об/мин
1400
1400
1400
1400
1400
1400
1400
1400
1400
900
900
900
900
900
900
900
900
900
электродвигателя
марка
71-14
71-14
71-14
71-14
71-14
80-19
80-19
90-24
90-24
56-14
56-14
56-14
56-14
56-14
71-14
71-14
80-19
80-19
мощность, кВт
потребляемая
одним

электродвигателем
0,37
0,37
0,37
0,37
0,37
0,75
0,75
1,5
1,5
0,09
0,09
0,09
0,09
0,09
0,25
0,25
0,55
0,55
суммарная

установленная
0,5
1,0
1,0
1,5
1,5
3,0
3,0
5,0
5,0
0,2
0,4
0,4
0,6
0,6
1,0
1,0
1,6
1,6
Расход
воздуха,
м3/с
1,53
2,94
3,11
4,42
4,67
6,42
6,17
9,58
10,42
0,98
1,89
2,00
2,84
3,00
4,12
3,96
6,15
6,69
к
о
а
Длин
15
19
19
22
24
31
30
42
42
10
12
12
14
15
20
19
27
27
о
ОБО
со .
-5
55
70
72
72
73
73
75
75
82
82
62
64
64
65
65
67
67
73
73
Уровень шума, измеряемый на расстоянии 1 м под
воздухоохладителем, при работе вентилятора составляет
от 62 до 82 дБ.
Для всех тридцати шести воздухоохладителей,
входящих в градацию, используются электродвигатели
четырех марок: 56-14, 71-14, 80-19, 90-24 (см. табл. 3).
Воздухоохладители могут быть укомплектованы
электродвигателями с частотой вращения 23,4 или 15 с"
A400 или 900 об/мин). Подключают их в сеть трехфазного
тока с напряжением 380 или 220 В.
Воздухоохладители поставляются в трех исполнениях
в зависимости от метода оттаивания батареи
воздухоохладителя — электрического, водяного или горячими
парами аммиака. При оттаивании горячими парами аммиака
обогрев поддона остается электрический.
В табл. 4 указан расход электроэнергии при
оттаивании воздухоохладителей. На обогрев поддона расходуется
от 8 до 22% электроэнергии, необходимой для обогрева
батареи.
Таблица 4
*
и
1озду>
адите
ш с;
АКР-1
АКР-2
АКР-3
АКР-4
АКР-5
АКР-6
АКР-7
АКР-8
АКР-9
Площадь поверхности
охлаждения, м2, при
шаге ребер, мм
8
49
89
118
138
180
202
303
396
513
10
41
74
97
114
147
165
248
324
420
12
35
63
83
97
126
141
212
277
358
15
29
52
68
80
104
117
175
229
295
,
\о
мкость
арей, л
щ н
17
29
41
47
63
70
101
131
167
Мощность

электронагревателей, кВт
\о а
6,4
10,2
12,8
12,5
17,5
20,8
28,2
37,2
48,0
о о
ЕК
1,4
2,2
2,8
2,5
2,5
2,8
4,2
4,2
4,0
55

—-ф-
3
T=F
+ ++ + ++++X++ + 4+4J
j+ + + + ++-+ + -+ + 4
э- j
Рис. 2. Аммиачный воздухоохладитель фирмы «Канема-
цу-Гошо Лтд.» (Япония):
1 — поддон; 2 — обшивка; 3 — батарея; 4 — узел вентилятора.
Фирма «Канемацу-Гошо Лтд.» (Япония) изготавливает
аммиачные воздухоохладители подвесного типа
поверхностью охлаждения 105 и 157 м2, выполненные с
максимальной унификацией основных узлов (рис. 2).
Холодопроизводительность воздухоохладителя
модели NAFC-1812-15-3S с площадью поверхности
охлаждения 105 м2 при 9=10СС составляет 11,6 кВт A0000 ккал/ч).
Батарея выполнена из стальных с
пластинчатыми ребрами труб диаметром 21,7 мм, эффективной
длиной 1800 мм. Ребра квадратные, размером 50X50 мм.
Шаг ребер 18 мм. Трубы в батареях, расположенные
в шахматном порядке, образуют 15 вертикальных рядов,
в каждом из которых 12 труб, объединенных
последовательно калачами в змеевики. Свободные, верхние и
нижние концы труб змеевиков объединены коллекторами
с патрубками для подачи жидкого и отвода газообразного
хладагента.
Над батареей воздухоохладителя находится
оросительное устройство, в которое подается вода в периоды
оттаивания инея с поверхности батареи. Вода и
растаявший иней собираются в поддоне,расположенном под
батареей. Дренаж воды осуществляется через патрубок
диаметром 76,2 мм.
Воздухоохладитель укомплектован тремя
вентиляторами диаметром 450 мм. Общая производительность
вентиляторов по воздуху 10 800 м3/ч. Мощность одного элект-
/Т
родвигателя вентилятора 0,25 кВт. Электропитание
осуществляется от сети переменного тока напряжением
220 В, частотой 50 Гц. Габаритные размеры
воздухоохладителя 2300X1550X1000 мм, масса 1700 кг.
Холодопроизводительность воздухоохладителя модели
NAFC-1212-16-3S поверхностью охлаждения 157 м2 при
9=10°С составляет 17,5 кВт A5 000 ккал/ч).
Батарея выполнена так же, как и в воздухоохладителе,
описанном выше, только число змеевиков в ней 16, а шаг
ребер 12 мм.
Фирмой «Фрига-Бон» (ФРГ) специально для цехов
пищевых предприятий выпускаются воздухоохладители
с малошумными вентиляторами, обеспечивающими
небольшую скорость воздуха на выходе из
воздухоохладителя. При установке этих аппаратов в цехах не только
улучшаются условия работы людей, но и лучше
сохраняется качество (товарный вид, вкус) обрабатываемого
продукта, а также сокращается естественная убыль.
Анализ зарубежных конструкций воздухоохладителей
позволяет сделать следующие выводы.
За рубежом в основном определилась тенденция в
направлении развития конструкций воздухоохладителей
подвесного и пристенного типов. Разрабатывается широкая
градация воздухоохладителей по поверхности
охлаждения. Это обеспечивается введением в градацию большого
числа типоразмеров воздухоохладителей и применением
различного шага ребер в каждом типоразмере. Установка
в воздухоохладителях вентиляторов с разной частотой
вращения наиболее полно удовлетворяет возможным
условиям использования воздухоохладителей.
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 всех
остальных — 7 стр. машинописного текста, число рисунков не должно быть
более пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных букв
и с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим карандашом ¦—
латинского.
4. В статьях необходимо использовать Международную систему единиц (СИ).
5. Список использованной литературы приводится в конце статьи по алфавиту с
соответствующими ссылками на нее в тексте. В списке использованной литературы
указываются фамилия и инициалы автора, название книги, место издания, название
издательства, год издания (или название статьи и журнала, или другого периодического
издания, год, номер). Ссылки на рукописные работы не допускаются.
6. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и схемы
выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам черчения и с
соблюдением ГОСТов. Представляемые светокопии должны быть новыми. Допустимый
наибольший размер чертежа 420X594 мм. Подрисуночные подписи печатаются на отдельной
странице.
7. Одновременно со статьей представляется реферат, в котором кратко излагается
содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее
результаты. Объем реферата не должен превышать 7з страницы машинописного текста.
56

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Таблица 1
УДК 621.564:66-9.001.24.001.82
Практическое применение
методов расчета
термодинамических
и теплофизических свойств
хладагентов
Канд. техн. наук И. И. ПЕРЕЛЬШТЕЙН,
Е. Б. ПАРУШИН
Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
В настоящем номере журнала публикуется статья
«Методы расчета термодинамических и теплофизических свойств
веществ по ограниченному объему опытных данных».
Ниже приводятся конкретные рекомендации по
использованию методов расчета. Практическая реализация их
показана на примере фреона-12.
Список литературы, обозначения величин и их
единицы, а также нумерация уравнений те же, что и в
указанной статье.
Для проведения расчетов рекомендуемыми методами
необходимо располагать критическими температурой Ткр
и давлением Ркр. Значения их для некоторых чистых
веществ могут быть найдены в справочной литературе. Там
же обычно приведены температура Тн и плотность
жидкости рн в нормальной точке кипения. При отсутствии
Ткр она может быть найдена методом инкрементов Лидер-
зена [8] по нормальной температуре кипения:
тн = TJTKV = 0,567 + 2Аг - B ДгJ.
Аналогичный метод рекомендован и для определения
критического давления [8]:
Ркр = 1,013Щ2ДР + 0,34J,
где М — молекулярная масса;
Дг, Др — соответствующие инкременты, приведенные
для наиболее часто встречающихся связей и
групп в табл. 1.
Значения М, R, Тн, Гкр, Ркр и ркр фреонов-12, 22
и аммиака даны в табл. 2.
Тип инкре
мента
дг
Др
Инкремент для связи атома или группы
!
-С—
1
0
0,210
1
—сн
1
0,012
0,210
1
—сн2,
-сн3
0,020
0,227
1
=сн2
0,018
0,198
—F
0,018
0,224
-С1
0,017
0,320
— Вг
0,010
0,500
Фреон-12 имеет структурную формулу
СК /С1
f/\f
Из-табл. 1 находим инкременты Дг, равные 0 для
атома \:^ > 0,018 для —F и 0,017 для — С1.
Таким образом,
2ДГ = 0 + 2- 0,018 + 2-0,017 = 0,070.
Аналогично, используя табл. 1, находим
2ДР = 0,210 + 2-0,224 + 2-0,320 = 1,298.
Отсюда получаем тн согласно приведенному ранее
выражению:
тн = 0,567 + 0,070 — @,070J = 0,632
и соответственно критическую температуру:
^кр = Тн/тк = 243,41/0,632 = 385,0 К.
Аналогично критическое давление
Ркр = A,013-120,91)/A,298 + 0,34)= 45,7-Ю5 Па;
1пР
кр
: 3,821.
Из сравнения полученных значений с наиболее
достоверными C85,15 К и 41,19» 10б Па) видно, что, если
расчет критической температуры дает практически
точную величину, то рассчитанное по методу инкрементов
критическое давление отличается от действительного более
чем на 10%. Аналогичная ситуация наблюдается и для
других веществ.
Предполагая, что значение Р 'может быть оценено
из анализа гомологического или генетического ряда [9,
с. 24], к которому принадлежит исследуемое вещество,
получаем из уравнения A) выражение
Ri = [D-Pa)T(TH)-lnPKp + 0,0l3] X
X [ In тн + ^ (%)]-!.
Вещество
Фреон-12
Фреон-22
Аммиак
м
120,91
86,47
17,03
R
0,6876
0,9616
4,8816
т
243,41
232,39
239,81
т
1 кр
385,15
369,28
405,55
Параметры
р
кр
41,19
49,90
113,97
Ркр
0,5791
0,5372
0,2291
*,
6,5741
6,7964
7,0284
Лх
—0,0913
—0,1644
—0,3958
Т
ах
1,4388
1,4892
1,6839
а б л и ц а 2
а2
0,2338
0,2865
0,3859
57

_?лПерВ0М пРиближении Для фреона-12 можно принять
Ра—0. Значение^ (тн) можно найти, например, с помощью
графика (см. рисунок). В данном случае -ф @,632) =
= —0,277 и Y v ;
Ri = [4( —0,277) —3,821 +0,013] х
X ( — 0,459 — 0,277)-* = 6,68.
Теперь по уравнению A) можно рассчитать давление
насыщения при любой температуре. Например, пои
/=50°С, х-323,15/385,0=0,8394, гЬ @,8394) =-0 026
In @,8394)=—0,175:
^s+50 = PKpexp[RilnT + (Ri-4 + Pa)>F(T)] =
= 45,7 ехр [6,68-(-0,175)+ 2,68 (-0,026)] =
= 13,2.10е Па.
При t=— 50°C, т=0,5796, ф @,5796)=— 0,430,
1н@,5796)=—0,545:
р- 50 = 45,7 ехр [6,68( - 0,545) + 2,68 ( - 0,430)] =
= 0,378105 Па.
Сопоставление с экспериментальными данными
(соответственно 12,14-105 и 0,392-105 Па) показывает, что
погрешность расчета достигает 10%.
Для определения плотности кипящей жидкости нужно
найти коэффициенты аг и а2 по уравнениям F), G), а
критическую плотность — по уравнению E). Для
фреона-12, полагая Lp=0, получаем:
In ркр = 0,728 + 0,088-6,68 +
+ 1п [45,7/@,6876-385,0)] = —0,441;
Ркр = 0,643 г/см3.
Сопоставляя полученное расчетное значение со
значением ркр = 0,58 г/см3 из табл. 2, видим, что отклонение
достигает 10%.
«1=1,4 + 0,03 [In D5,7/0,6876) —
— 1,5 In C85,0) + 6,68] — 0 + 0 + 0 = 1,458;
а2 = 0,68 —0,07-6,68 —0 + 0=0,212.
Определим р' по уравнению B) при тех же
температурах, что и Ps. Значения Г(т) находим, например, по
графику (см. рисунок).
При t=50°C
Г @,8394)= -0,189;
A — T)V3 = A — 0,8394)v* = 0,544
и согласно уравнению B)
Р + бо^О'^З ехр A,458-0,544 —0,212-0,189) =
= 1,366 г/см3.
Аналогично при t=—5G°C
Г @,5796)= —0,420;
A — 0,5796)v» =0,749
Р_50 =0,643 ехр A,458-0,749 —0,212-0,420) =
= 1,753 г/см3.
* Сравнивая полученные значения р' с опытными
(соответственно 1,210 и 1,546 г/см3), видим, что отклонение
составляет 13%.
Невысокая точность расчета давления насыщения
и плотности кипящей жидкости вызвана прежде всего
большой ошибкой в определении критического давления
методом инкрементов.
псхщш
гю,щою
0,5 0,6 0,7 0,8
Функции Г(т), г|)(т), 0 (т).
ад
Если в распоряжении имеется хотя бы одно опытное
значение плотности кипящей жидкости, например рн,
можно либо уточнить Ркр, в том случае, когда оно
найдено методом инкрементов и недостаточно надежно, либо
скорректировать зависимость р'(т).
Проиллюстрируем процесс коррекции на примере
фреона-12.
Критическая плотность уточняется по формуле,
вытекающей из B):
In ркр = In рн — ах A — тнI/з ~ я2Г (Тн).
Так как для фреона-12 рн= 1,488 г/см3, имеем
Inркр = 0,3974 — 1,458-0,717 — 0,212 (— 0,380) =
= —0,5674;
Ркр = 0,567.
Отклонение от значения, указанного в табл. 2,
составляет 2%.
Тогда при температуре *=50°С: р'+50 = 1,204 г/см3,
погрешность 0,7%. При f=—50°C: pL5o= 1>546 г/см3,
погрешность 0,2%.
Полученная точность вполне достаточна для
инженерных расчетов.
Покажем теперь, как можно скорректировать
уравнение для давления насыщенных паров. Решив уравнение E)
относительно Ркр и считая, что изменение Ri мало влияет
на Ркр, получаем
In Ркр = In (Ркр/^кр) — 0,728 — 0,088 (Ri — Pa).
Для фреона-12
In Ркр = In @,567-0,6876-385,0) — 0,728 —
— 0,088-6,68 = 3,695;
Ркр = 40,26-10* Па.
Погрешность 2,3%.
После уточнения получаем Ri=6,508.
Повторяя расчет при тех же температурах, что и
ранее, находим:
р + 50 = 40,26-10* ехр [6,508 (— 0,175) +
+ 2,508( —0,026)] = 12,06-10* Па,
погрешность 0,7%;
58

Таблица 3
Т аблица 4
i
1
2
3
0
187,64
—7,192
0
Мркр/*Гкр)' -10' при/
1
—475,8
53,62
0
2
0
0
0
3
—50
-9,38
0,36
р-50 = 40,26-10бехр[6,508( — 0,545) +
+ 2,508( — 0,430)]= 0,394-105 Па,
погрешность 0,5%.
Таким образом, располагая Тн и рн, мы получили
уравнения для расчета давления насыщения и плотности
кипящей жидкости, обеспечивающие точность порядка
1%, что вполне достаточно.
При наличии экспериментальных данных уравнения
A), B) могут быть рекомендованы в качестве аппрокси-
мационных, причем ошибки в среднем не выше 0,1—
0,2%. Такие уравнения составлены нами для ряда
веществ [9]. Коэффициенты уравнений A) и B) для
фреонов-12,22 и аммиака приведены в табл. 2.
Для практического расчета коэффициента
сжимаемости малоисследованных фреонов можно рекомендовать
обобщенное уравнение Битти — Бриджмена [6],
приводимое к виду (8), причем r=s—3. Коэффициенты этого
уравнения даны в табл. 3.
В качестве примера рассмотрим расчет коэффициента
сжимаемости на линии насыщения при температуре
7=298,15 К (р=0,03687 г/см3, Р=6,508-105 Па).
Используем значения Ткр и Ркр из табл. 2:
рЯ^кр/^кр = 0,03687-0,6876.385,15/41,19 = 0,2371;
г-1 = 385,15/298,15 = 1,292.
Подставим в формулу (8) полученные значения pRT^P^p
и т, а также коэффициенты из табл. 3:
Z = l +(bl0+ bn%-i + &1зт~3)р + (&2о + b21T-i +
Ч-62зт-3)р2 + ^зз^3Р3 = 1 + A87,64-475,8.1,292-
— 50-1,2923) -0,2371 • 10~3 + (— 7,192 + 53,62-1,292 —
— 9,38.1,2923).0,23712.10-3 +
4-0,36 -1,2923-0,23713.ю~3 = 1 — 0,1268 + 0,0023 +
+ 0 = 0,875.
С другой стороны, ZSKC=0,?61, следовательно, 5Z<
<2%.
Аналогичные расчеты для других фреонов показывают,
что ошибки в среднем не превышают 2—3% для
нормальных и умеренноассоциированных веществ и могут
достигать 8—10% для сильнсасссциированных.
Температурную зависимость изохорнсй
теплоемкости в идеально-газовом состоянии желательно
заимствовать из специальной литературы, например [10, 14].
Однако для многих веществ точные расчеты не
проводились. В этом случае целесообразно воспользоваться
предлагаемым методом, основанным на уравнениях B0) — {22).
При этом для волновых чисел соответствующих
колебаний можно принять средние значения, рекомендованные
Добрацем [8] и приведенные в табл. 4.
Рассмотрим путь определения коэффициентов
уравнения B0) для фреона-12.
Из табл. 4 берем средние волновые числа
соответствующих типов колебаний: для связи С—F растягивающие
<о1=1050 см-1, изгибающие со2=530 см"*1, а для связи
Тип
колебаний

Растягивающие
Изгибающие
Сред
с—н,
N— Н
2920
1320
нее волновое '
U2
990
390
ь
&
1050
1530
шсло со, см—
650
330
PQ
ci
560
280
1. ДЛЯ
О
II
О
1700
390
связи
и
II
и
1620
845
С—С1 растягивающие со3=650 см", изгибающие со4=
=330 см-1.
Приведенные характеристические колебательные
температуры:
ixi = 1,4385@!/^ = 1,4385-1050/385,15 = 3,922;
ТХ2 = 1 >979; тХз =2,428; тХ4 = 1,233.
Для молекулы фреона-12 (CF2CI2) имеем /г=5 и т=0.
Теперь можно найти весовые множители:
Q0 = 3 + 0/2 = 3;
Qi = Q3 = 2;
Q2 = Q4 = [C-5 — 6 — 0 — 4)/4] -2 = 5/2.
Находим Сь и ChDc по формулам B1), B2):
Cfe = 3 + 2C,922Je-3-922(l-e-3'922)-2 +
+ 4"(Ь979Jе~1'979A_е-1,979)-2 +
+ 2B,428Jе-2'428A-е'428)-2 +
+ 4-(Ь233Jе~1'233A-е-1'233)-2 =
= 3 + 0,634 + 1,824 + 1,251 + 2,206 = 8,915.
CkDc = 0,634 [3,922 — 2 + 2-3,922е~3'922Х
хA_е-3'922)-1] + 1,824х
х[1э979-2 + 2.1,979е-1»979A-е-1»979)-1] +
+ 1,251 [2,428 —2 + 2-2,428е~2'428 X
хA_е-2'428)-1]+2,20б[1,233-2 +
+ 2.1,233е-1'233A-е-1»233)~1] =
= 1,319 4-1,120+ 1,123 + 0,545 = 4,107.
Отсюда Dc= 0,461.
Определим С% фреона-12 при /=50°С, или х=
=0,8394.
Согласно формуле A1) 0 @,8394) = —0,1754. По
формуле B0) подсчитываем:
С° = 0,1-0,6876-8,915ехр [0,461( — 0,1754)] =
= 0,565 кДж(кг-К).
Опытнее значение равно 0,558 кДж/(кг«К),
следовательно, погрешность расчета составляет 1,3%.
Поскольку в практической реализации предлагаемого
метода используются средние, а не истинные значения
волновых чисел соответствующих колебаний, этот метод
является приближенным. Не учитывается также
изомерия молекул. В связи с этим ошибки в некоторых
случаях достигают 5—10%, что тем не менее вполне
удовлетворительно для предварительных инженерных расчетов.
Располагая хотя бы одной опытной точкой с?,
59

Таблица 5
Вещество
Фреон-12
Фреон-22
Аммиак
А^
1,770
1,440
2,475
В^-Ю*
0,219
0,336
0,0503
Коэффициенты уравнени
Ац
—0,745
—0,875
—0,810
2^-10*
0,336
0,399
0,336
А%
0,690
0,640
0,570
я (9)
в'к
0,0296
0,0428
0,235
л"%
-1,140
—1,340
—1,990
в%
0,0425
0,0583
0,432
можно скорректировать коэффициент С& и довести
точность расчета до 1,5—2,5%.
Коэффициенты динамической вязкости и
теплопроводности на линии насыщения могут быть найдены по
уравнению (9). При этом можно воспользоваться
коэффициентами, приведенными в [9], которые получены в первом
приближении по данным справочного издания [13].
Ошибки могут достигать 10—20% из-за невысокой
точности данных [13]. Значения коэффициентов уравнений
(9) для фреонов-12, 22 и аммиака приведены в табл. 5.
С приемлемой для инженерных расчетов точностью
коэффициенты динамической вязкости и
теплопроводности при низких давлениях можно рассчитать по
уравнению A3), коэффициенты которого находятся по
корреляциям A5), A7)—A9).
Рассмотрим путь вычисления коэффициентов
уравнения A3) также на примере фреона-12. Из уравнения A7)
находим:
In т|*Р = - 12,7 + In D1,192/з/0,6876^.385,15Ve) =
= -11,03;
Г)Кр = 0,162-10-* Па-с.
Значение D для фреонов принято равным 0,88.
Зная структуру молекулы фреона-12, из уравнения
A8) получаем:
Х^р = B79-2+ 422-2).Ю-5 = 0,01402 Вт/(м-К).
Воспользовавшись уравнением A9), а также тем, что
din Cg
dO(t)
¦¦Dr.
т=1
получаем
Z\ = 0,88 + Dc = 0,88 + 0,46= 1,34.
Для фреона-12 по уравнению A3)
Хт = 0,01402 ехр[ 1,34 ( — 0,1754)] = 0,0111 Вт/(м-К),
г\т = 0,162-10-* ехр [0,88 ( — 0,1754)] =
= 0,139-10-* Па-с.
Сопоставление опытных и рассчитанных по
уравнению A3) значений х\т и Хт при найденных значениях
т]?р, Д^, А,уР, D^ показывает, что отклонения лежат
в пределах нескольких процентов при точности самих
данных 1,5—3%. При наличии экспериментальных данных
целесообразно^ первую очередь корректировать х\^Р и Я?р.
Очевидно, что такая процедура имеет смысл только для
хорошо исследованных веществ.
УДК 621.318.5
Датчики-реле давления,
температуры и разности
давлений пневматические
с дискретным выходным
сигналом
В. Д. КУХТИН
СКБприбор, г. Орел
В связи с созданием шахтных холодильных машин и
кондиционеров с пневмоприводом (без применения
электрической энергии) впервые разработаны, прошли
междуведомственные испытания и внедрены в серийное
производство в производственном объединении «Промприбор»
(г. Орел) новые приборы: датчики-реле давления Д24
(две модификации Д24-01 и Д24-02), датчик-реле
температуры Т24 и датчик-реле разности давлений Д234.
Разработанные датчики-реле давления, температуры
и разности давлений предназначены для использования
в системах контроля, сигнализации, аварийной защиты
и двухпозиционного регулирования давления или
разности давлений, температуры жидких и газообразных,
не агрессивных к стали и латуни сред (фреонов, воздуха,
масла и других вязкостью не более 0,8 Па«с). Они могут
эксплуатироваться, помимо шахт, и в других
взрывоопасных помещениях.
Приборы монтируются как в стационарном, так и в
передвижном холодильном оборудовании.
Датчики-реле имеют регулируемые диапазоны
настройки срабатывания (пределы уставок) и шкалы уставок.
В приборах применены пневматические
микровыключатели МВ2-1 (замыкающий) и МВЗ-1 (размыкающий) па
ТУ 51.490—71, серийно выпускаемые калининградским
опытным заводом «Союзприборавтоматика». Основные
технические характеристики приборов приведены в
таблице, конструкция и габаритно-присоединительные
размеры — на рис. 1, кинематические схемы — на рис. 2, 3.
Базовым прибором является датчик-реле давления
Д24.
60

Прибор
Датчик-реле
давления
Датчик-реле
давления
Датчик-реле
разности
давлений
Датчик-реле
температуры
(X
Тип прибс
Д24-0.1
| Д24-02
Д234
Т24
га
тавок
я, МП
« я
>>я
Диапазон
срабатыва
(кгс/см2)
0,1—0,7
A-7)
0,9—2,5
(9—25)
0,01—
0,16
@,1—1,6)
80— 110°С
о
к
а) 2
н о
о я
Зона нечу
сти, МПа
0,1
A.0)
0,1
A,0)
0,015
@,15)
6° С
а к
погре
гывани
I2)
к га *
S га о
н ° «
log
+0,028
(±0,28)
+0,06
(±0,6)
+0,01
(±0,1)
±3°С
ния,
и
3
н
га гр
1.3
Разброс с]
МПа (кгс/
0,014
@,14)
0,03
@,3)
0,005
@,05)
0,5° С
я
н
о
>> га
ое доп
е, МП
S?
га?~
Г fcf °
Ss5
1,0
(Ю)
2,5
B5)
1,6
A6)
усти-
5НИЙ,
IS
га л чн
ЯН2
Максимал
мая разно
МПа (кгсу
—
~
0,6
F)
=я
?я
ходног
задан
Л Я
CQ О.
Значение
сигнала п
уставке
«I»
«I»
«I»
«I»
Направление зоны
нечувствительности
относительно уставки
В сторону повышения
давления
контролируемой среды
В сторону понижения
давления
контролируемой среды
В сторону повышения
давления
контролируемой среды
В сторону понижения
температуры
контролируемой среды
Базовый прибор Д24 выполнен в литом корпусе из
сплава АЛ9 по ГОСТ 2685—63. К корпусу крепятся
основные узлы прибора (см. рис. 1—3) — чувствительный
элемент /, рычажной механизм 2, микровыключатель 3.
Чувствительным элементом прибора является сильфон.
Настройка диапазона давлений осуществляется
пружиной 8 и винтом 6 при вращении его рукояткой 4.
Стопорная планка 5 предупреждает вращение рукоятки 4
прибора при эксплуатации. Имеется информационная шкала
уставок 7.
Датчик-реле разности давлений Д234 и датчик-реле
температуры Т24 отличаются от базового прибора Д24
лишь чувствительными элементами 1 и пружинами 8*
Рис. 1. Конструкция и габаритно-присоединительные
размеры датчиков-реле пневматических с дискретным
выходным сигналом:
/ — прмсоедмнение трубопровода с помощью ниппеля и
накидная гайки; // — варианты присоединения пластмассовых (а)
ш металлических (б) труб.
81

Рис. 2. Кинематические схемы датчика-реле давления
Д24-01 и датчика-реле разности давлений Д234.
Рис. 3. Кинематические схемы датчика-реле
Д24-02 и датчика-реле температуры Т24.
давления
Принцип действия приборов основан на
уравновешивании сил, создаваемых давлением, разностью давлений
или температурой контролируемой среды в
чувствительных элементах (сильфонах), силами упругих деформаций
пружин. При изменении (увеличении или уменьшении)
давления (температуры) контролируемой среды
равновесие сил нарушается, в результате чего происходит
переключение пневматических контактов микровыключателя.
При увеличении давления (температуры)
контролируемой среды чувствительный элемент ) сжимается. Шток 9,
жесткое связанный с| сильфоном, перемещается вверх
и поворачивает вокруг оси рычажный механизм 2,
который воздействует на шток микровыключателя 3. При
нажатии на? шток микровыключателя срабатывает
пневматический контакт и на выходе появляется
пневматический сигнал, соответствующий значению «О» для датчика-
реле давления модификации Д24-01 и датчика-реле
разности давлений Д234, или сигнал, соответствующий
значению сЬ для^модификации Д24-02 и датчика-реле
температуры Т24.
При уменьшении давления (температуры)
контролируемой среды происходит обратное срабатывание
микровыключателя. Для приборов Д24-01 и Д234 на выходе
будет сигнал «I», а для приборов Д24-02 и Т24 — сигнал
«О».
Пневматический выходной сигнал, выдаваемый
приборами при срабатывании: при значении «О» — от О
до 0,01 МПа (от 0 до 0,1 кгс/см2), при значении «Ь — от
0,11 до 0,14 МПа (от 1,1 до 1,4 кгс/см2). Мощность
выходного сигнала не менее 20 нл/мин.
Расход воздуха в установившемся режиме не более
0,003 нм3/мин. Давление питания приборов 0,14+
±0,014 МПа A,4±0,14 кгс/см2).
Приборы работоспособны: в интервале температур
окружающего воздуха 5—50°С и при относительной
влажности до 80%; в условиях повышенной относительной
влажности до 95±3% при температуре 35°С; при
воздействии повышенного давления — до 120 кПа A,22 кгс/см2).
Масса приборов не более 1,5 кг.
К СВЕДЕНИЮ
ЧИТАТЕЛЕЙ!
62
АНГЛО-РУССКИЙ СЛОВАРЬ ПО ХОЛОДИЛЬНОЙ И КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКЕ.
Розенберг М. Б. Специальный научный редактор В. С. Ужанский. Изд. 2-е перераб.
и доп. М., Русский язык, II квартал 1978 г., 30 авт. л., тираж 10 000 экз.,
цена 3 р. 86 к.
Словарь содержит около 20 тыс. терминов по оборудованию для производства
холода, теплопередаче и теплообменным аппаратам, холодильным установкам,
изоляционным материалам, кондиционированию воздуха и криогенной технике. По сравнению
с первым изданием значительно расширена терминология по криогенной технике.
В конце словаря даны таблицы соотношений некоторых единиц и коэффициентов,
используемых в холодильной технике.
Словарь предназначен для научных работников, специалистов, переводчиков,
преподавателей и студентов.

РЕФЕРАТЫ
УДК 338.409.3:519
Экономико-математическое исследование эффективности
использования основных производственных фондов
распределительных холодильников. ГРИЦЕНКО Г. Н.
«Холодильная техника», 1978, № 3.
Изложена методика анализа эффективности
использования основных производственных фондов на
распределительных холодильниках, позволяющая выявить
имеющиеся резервы. Для группы предприятий построена
экономико-статистическая модель, определены коэффициенты
регрессии, коэффициенты эластичности и р-коэффициен-
ты. Анализ этих коэффициентов позволил установить
направления повышения фондоотдачи: увеличение
коэффициента загрузки холодильника; улучшение
использования технологического и вспомогательного
оборудования во времени и по мощности; снижение балансовой
стоимости основных производственных фондов.
Предложенные методы анализа могут быть применены на
распределительных холодильниках средней и большой
емкости.
Таблиц 1. Список литературы — 2 названия.
УДК 621.565.912:629.123.44
Плиточный морозильный аппарат. КАТЕРУХИН В. В.,
СМОЙЛОВСКАЯ И. А., КУЗНЕЦОВА Л. А., ХАЙ-
ТИН Б. Ш., ПЛЕШКАНОВСКИЙ Ю. П., КАЛА-
ШОВ В. П., ФАЙНГОЛЬД А. М., ВИЛЕНЧИК Ю. Г.
«Холодильная техника», 1978, № 3.
Описана конструкция автономного плиточного
морозильного аппарата АМП-1,6К со встроенным холодильным
агрегатом МХАБ18С-22. Приведены результаты
испытаний аппарата, холодильного агрегата и компрессора со
специальными и обычными серийными клапанами на
фреоне-22 при температурах кипения —35 ~л—40°С и
конденсации 30—38°С.
Таблиц 2. Иллюстраций 4.
УДК 697.4:621.577@88,8)
Анализ рабочих параметров установки для тепло-» водо-
и хладоснабжения. ЗАВАДСКИЙ В. В. « Холодильная
техника», 1978, № 3.
Описана установка с использованием тепла
геотермального низкопотенциального источника,
состоящая из отопительной системы, двух фреоновых
холодильных машин, работающих в режиме теплового
насоса на различных режимах, и систем тепло-, водо- и
хладоснабжения. Из еодного и теплового балансов
установки получены аналитические зависимости для
определения температуры охлажденной воды после испарителей,
выведена обобщенная зависимость и получены
графические зависимости между основными параметрами
теплового насоса, работающего в переменном режиме.
Иллюстраций 5. Список литературы — 5 названий.
УДК 621.514.5-52
Пульт управления винтовым компрессорным агрегатом.
ГУСАРОВ Ю. Д., ЗАВЕЛИОН Г. Е. «Холодильная
техника», 1978, № 3.
Описаны схема и конструкция пульта управления ПУМ-
ВКА, разработанного и изготовленного в СМНУ НПО
«Пищепромавтоматика», предназначенного для
применения взамен вышедшего из строя щита автоматики
винтового компрессорного агрегата S3-900 производства
фирмы «Кюльаутомат» (ГДР).
Иллюстраций 4.
УДК 536.24:617
Интенсификация теплообмена в криохирургических
инструментах. КИНЕВСКИЙ О. Ф., ТРУШИНА В. А.,
ШВЕЦОВ Ю. А., ОСТРОВСКИЙ Ю. Н. «Холодиль-
ная техника», 1978, № 3.
Проанализированы некоторые известные методы
интенсификации теплообмена с точки зрения эффективности
использования их в криохирургических инструментах.
Рассмотрены новые конструкции теплообменников крио-
инструментов и доказано их преимущество перед
известными конструкциями.
Иллюстраций 4. Список литературы — 10 названий.
УДК 621.565.912:61
Полупроводниковый аппарат «Криошлем-2М».
КУЛИЕВ А. 3., НАДИР-ЗАДЕ С. М. «Холодильная техника»,
1978, № 3.
Описана конструкция термоэлектрического аппарата
«Криошлем-2М», приведены выходные характеристики
шлема и результаты его испытания. Аппарат позволяет
плавно регулировать глубину охлаждения головного мозга
человека. Может быть использован в общей хирургии,
травматологии, нейрохирургии, реанимации, а также в
скорой медицинской помощи.
Иллюстраций 5. Список литературы — 7 названий.
УДК 637.335.2:628.84
Распределение температур в рабочей зоне камеры
дозревания сыров. МАЯКОВСКИЙ Ю. В., ДОИЛЬНИЦЫН А. В.
Холодильная техника, 1978, № 3.
Исследовано температурное поле в камере дозревания
сыров, оборудованной кондиционером ХМ 1-20 и
центральным воздухораспределителем постоянного сечения с
коническими насадками для выхода воздуха, при отсутствии
внешних теплопоступлений. Установлены зависимости
изменения относительной температуры от
относительной'высоты камеры и температурного градиента в рабочей зоне
камеры от кратности циркуляции приточного воздуха, и* >¦*
Таблиц 2. иллюстраций 3. Список литературы — 4
названия.
УДК 621.318
Двухпозиционный регулятор относительной влажности
воздуха. БРАЙЛОВСКИЙ А. В., ТАХЦИДИ Ю. Н.
«Холодильная техника» 1978, № 3.
Описана конструкция регулятора относительной
влажности воздуха на основе гигрометра типа М-68,
подключаемого к существующей схеме автоматического
регулирования влажности. Регулятор влажности воздуха может быть
использован в камерах созревания сыра взамен
комплекта СПР-ЭВЧ.
Иллюстраций 1.
УДК 621.318.5
Стенд для проверки и регулирования корпусного
теплового реле РТГК-1. ГРИННИКОВ Ю. А., ГРИГОРЬ-
ЯНЦ А. Н. «Холодильная техника», 1978, № 3. * **-*
Для проверки и настройки реле РТГК-1 в условиях,
близких к реальным при эксплуатации герметичного
компрессора, предложен стенд, работа которого основана на
подогреве биметаллического диска реле. Стенд позволяет
создать условия работы реле, близкие к действительным,
и снизить вероятность сгорания статоров
электродвигателей герметичных компрессоров из-за их перегрева.
Иллюстраций 1.
63

УДК 621.57.041-231.4.001.5
Исследование влияния зазора в сопряжении поршень —
цилиндр на показатели высокооборотного герметичного
компрессора. МИЛОВАНОВ В. И., ЗАХАРОВ В. С.
«Холодильная техника», 1978, № 3.
Проведено экспериментальное исследование влияния
зазора поршень — цилиндр герметичного
высокооборотного компрессора на его основные теплоэнергетические
показатели. Установлено, что холодопроизводительность
компрессора в номинальном режиме снижается на 10%
при увеличении зазора от 20 до 49 мкм, а температура
обмоток встроенного электродвигателя в наиболее тепло-
напряженном режиме достигает предельно допустимой
величины 105°С при увеличении зазора до 32 мкм.
Результаты эксперимента сопоставлены с аналитическим
расчетом величины протечек, проведенным с
использованием ЭВМ. Получена эмпирическая зависимость
определения коэффициента т, учитывающего изменение давления
в цилиндре компрессора в процессе сжатия.
Иллюстраций 6. Список литературы —8 названий.
УДК 621.565.001.12.004.1
К вопросу проектирования и эксплуатации аммиачных
холодильных установок. ЛЕМЕШКО В. К., СОЛОМА-
ХА Ю. К., ПЛОТНИКОВ Н. К. «Холодильная техника»,
1978, № 3.
Изложены предложения по улучшению конструкций
аппаратов (сосудов), выпускаемых отечественной
промышленностью для аммиачных холодильных установок.
Предложения направлены на повышение безопасности работы
холодильного оборудования.
Список литературы — 7 названий.
На первой странице обложки. Московский холодильник № 9.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора), Л. Д. Ажнмова
(зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, А. В. Быков, П. В. Васильев, и. М. Гиндлин, доктор техн. наук, проф.
А. А. Гоголнн, И. М. Калнинь, А. В. Кан, доктор техн. наук, проф. Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов, М. М. Познн, А. Н. Сер-
гиенко, доктор техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко, доктор техн. наук, проф. А. П. Шеффер.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рз$кописи не возвращаются
Сдано в набор 03.02.78. Подписано в печать 02.03.78. Т-03492. Формат 84X108Vie. Высокая печать. Объем 4,0 печ. л.
Усл.-печ. л. 6,72. Уч.-изд. л. 7,14. Тираж 15630 экз. Заказ 176
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12.
Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета Министров СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли. 142300, г. Чехов Московской области
УДК 621.564:66-9.001.24
Методы расчета термодинамических и теплофизических
свойств веществ по ограниченному объему опытных
данных. ПЕРЕЛЫНТЕЙН И. И., ПАРУШИН Е. Б.
«Холодильная техника», 1978, № 3.
Изложены основанные на вновь установленных и
уточненных зависимостях методы расчета термодинамических и
теплофизических свойств малоизученных веществ. Для
нормальных и слабоассоциированных веществ
рекомендованы способы определения коэффициентов предложенных
уравнений по минимальному объему исходной
информации. Все установленные зависимости применимы также
для хорошо исследованных веществ всех классов
практически с точностью опыта.
Список литературы — 14 названий.
УДК 621.565.93/.94.001.4
Результаты испытаний регенеративных
теплообменников малых холодильных машин. ГОПИН С. Р.,
ТИХОМИРОВ В. А., ШАВРА В. М., АВЕРИН С. В.,
ВАСИЛЬЕВ Н. И., КОЖЕВНИКОВА В. П. «Холодильная
техника», 1978, № 3.
Исследованы два регенеративных теплообменника — типа
«труба в трубе» марки 76.00 и с внутренним оребрением
и определены их теплогидродинамические
характеристики. Выявлены прирост холодопроизводительности и
степень регенерации. Определен экономически оправданный
диапазон холодопроизводительностей агрегатов при
включении в схему испытанных теплообменников.
Таблиц 2. Иллюстраций 5. Список литературы — 7
названий.