УДК 621.512
ВЛИЯНИЕ ДАВЛЕНИЯ НАГНЕТАНИЯ НА КОЭФФИЦИЕНТ ПОДАЧИ
ПОРШНЕВЫХ КОМПРЕССОРОВ
В. Д. ВАИНШТЕЙН — московский завод «Компрессор»
До настоящего времени оставался неясным
вопрос о влиянии давления нагнетания ря на
коэффициент подачи X холодильного
поршневого компрессора в связи с тем, что при
испытаниях одноступенчатых компрессоров
величина /?н меняется в относительно узких пределах
[1-3].
При работе двухступенчатых холодильных
машин рн У компрессора ступени н.д.
(поджимающего) существенно ниже, чем у
компрессора ступени в.д. (или одноступенчатого),
и это определяет главным образом
пониженные значения X ступени н.д.
В последние годы проведен ряд испытаний
промышленных фреоновых
низкотемпературных машин. Так, на заводе «Компрессор»
были испытаны двухступенчатые машины
ФДС-5 и ФДС-20 на фреоне-22 и каскадная
машина ФКМ-15 (одна ступень на фреоне-13
и две ступени на фреоне-22*), а во ВНИИхо-
лодмаше —двухступенчатая машина ФДС-1,2
(фреон-22). Двухступенчатые машины
работали при температурах кипения до —80°С.
Испытания показали, что зависимость %
ступени н.д. от отношения давлений нагнетания
и всасывания о у всех испытанных машин имеет
принципиально иной характер по сравнению с
зависимостями для ступени в.д.:
коэффициенты подачи у компрессоров ступени н.д.
существенно ниже, и с ростом о они падали
быстрее, чем у компрессоров ступени в.д. На
графиках наклон кривых Ян.д=/(а) оказался очень
крутым.
На рис. 1 и 2 в качестве примера показаны
графики коэффициентов подачи ступеней
машин ФДС-5 и ФДС-20. При испытаниях
ФДС-20 экспериментальные точки для
компрессора н.д. группируются около кривых
(с крутым наклоном), соответствующих
разным типам нагнетательных клапанов —
ленточным и пятачковым. У компрессора с
пятачковыми клапанами коэффициенты подачи
более высокие, чем у компрессоров с ленточными
клапанами не только в связи с пониженным
мертвым объемом с, но и благодаря пружи*
нам, осуществляющим лучший прижим
пластин к седлам и обеспечивающим большую
плотность клапанов.
0,6
0,5
0,4
0,3
J
о
» л
"тг;
Vol
»рр
5
Ш
7
ж
3
>
//
}
X
ш
^ш
13
tK=27-30°D I
tfZ1-ZZ°C
m
15
m
d
Рис. il. Графики коэффициентов подачи обеих
ступеней машины ФДС-5:
/ _ ступень в. д., 2ФВ-15, п= 720 об/мин, с=4,5%;
2 — ступень н. д.,* 4Ф22У-19, я = 720 об/мин, с =
=4,7%.
Аг
17\
0.6\
UtJ\
/7zU
П 9L-
U,J\
U
OU1
1 ^e
°
4
fS
¦
№*
1
^
%
Уз
ч
s
г*»
ч
и
^ш^!
7
ш
^
/
+
гш
2
^
14
и
ш
1S
\
f|k
€
* Работы на заводе «Компрессор» проводились при
участии автора.
Рис. 2. Графики коэффициентов подачи обеих
ступеней машины ФДС-20:
у __ ступень в. д., АУ = 200, п = 720 об/мин, с = 3,74%;
2 — то же, я=960 об/мин; 3 — ступень н. д.,
ФУУ-350, я=960 об/мин, с=3,77%, клапаны
пятачковые; 4 — то же, с=4,82%, клапаны ленточные.
Однако указанные кривые, как оказалось, не
могут быть использованы при расчетах, так
как они характеризуют компрессор,
работающий только в качестве поджимающего при
данном отношении описанных объемов
ступеней.
На рис. 3 показано изменение
коэффициентов подачи компрессора ступени н.д. машины
ФДС-20 в зависимости от числа оборотов
ступени в.д. При увеличении числа оборотов
компрессора ступени в.д. с 720 до 960 в минуту и
4

сохранении неизменным числа оборотов
ступени н.д. 960 в минуту снижаются
коэффициенты подачи поджимающего компрессора.
Кривая А,н.д смещается влево и вниз, при этом
наклон ее не меняется.
Рис. 3. Изменение коэффициентов
подачи компрессора ступени н. д. машины
ФДС-20 в зависимости от числа
оборотов ступени в. д.:
а — нагнетательные клапаны ленточные
(цифры у точек указывают давление
нагнетания в ата); б — нагнетательные
клапаны пятачковые;
X — яв.д. = 960 об/мин; ф — /гв.д.=
=720 об/мин.
На рис. 4 показаны коэффициенты подачи
идентичных компрессоров, работавших при
различных значениях рн.
А
•0,7\
0,6
0,5
0,4
ол
f~N
^J
ч/
3
\
%
•
>••;
8
10
12 в
Рис. 4. Коэффициенты подачи идентичных
компрессоров, работавших при различных давлениях
нагнетания:
1 — фреон-12, ФУ-175, с=4,7%, рн=7,б-т-9,5 ата;
2 — ФДС-20, ступень н. д., фреон-22, ФУУ-350, с=
= 4,82%; 3 — фреон-22, 4ФУ-A5, с=4,5%, ря=\2ата
[4]; 4 — ФКМ-15, фреон-13, 4Ф22У-19, с=4,7%, рн =
=4,l-f-5,0 ата, t0=— 95°C, tK=— 50-г—45°С.
Для восьмицилиндрового компрессора
ФУУ-350 и четырехцилиндрового ФУ-175 (ход
поршня 5 = 130 мм) представлены данные,
полученные при п = 960 об/мин; для остальных
компрессоров 5= 140 мм, п = 720 об/мин. У всех
компрессоров клапаны ленточные, c«4,5-f-
-5-4,8%.
Как видно, с изменением условий работы
компрессора характер зависимости %=f(o)
резко меняется.
Нами предлагается следующее объяснение
указанных особенностей фактического
протекания кривых Х=/(а).
Если у одинаковых компрессоров при одних
и тех же отношениях давлений различные
коэффициенты подачи, значит % зависит не
только от а, но и от какого-то другого фактора.
Таким фактором следует считать разность
давлений нагнетания и всасывания Др.
Действительно, от величины Ар зависит
сила, прижимающая пластины клапана к седлу,
а следовательно, и плотность закрытия
клапана. Клапаны с тонкими металлическими
пластинами могут быть герметичными в закрытом
положении только при достаточном прижиме
пластин. Уменьшение плотности клапана при
малых разностях давлений, наблюдаемых в
ступенях н.д., приводит к снижению Я.
Таким образом^ чтобы достаточно полно
охарактеризовать работу компрессора в
различных условиях, нужно знать зависимость
коэффициента подачи одновременно от двух
параметров: от отношения давлений
нагнетания и всасывания и от их разности*
Х=/(о,Др).
Однако мы предлагаем пользоваться
другим, практически более удобным соотношением
т. е. в качестве второго фактора, от которого
зависит X, принять не Ар, а рн-
На рис. 5 схематически показана такая
зависимость. Как видно, график Я=/(а, рн)
представляет собой семейство кривых А,=/(а),
построенных для различных, но постоянных
значений рн-
Возможность использования графика Л,—
==/(<*» Рн) вместо X=f(o, Ар) объясняется тем,
что любая точка на графике Х=/(а, рн)
полностью и однозначно определяет условия
работы компрессора, так как если известны а=
= -^5- и рн, то этими данными однозначно
Рве
определяется давление всасывания рвс, а
значит, и Ар.
Удобство графика Я=/(а, рн) вызвано тем,
что распространенные зависимости Я==/(а)
для одноступенчатых компрессоров являются
в сущности зависимостями при постоянном рн,
и поэтому графики таких зависимостей хоро-

шо вписываются в семейство кривых Я=/(а,
рн). На рис. 5 верхняя кривая Хв.д.
представляет собой график коэффициентов подачи
одноступенчатого компрессора, или компрессора
ступени в.д.
Рн max
Phi <рн max
Ph2<Phi
РНЗ<РН2
РНА<РНЗ
Рис. 5. Схема графика X=f(o, pH).
г
Из-за малых значений рвс, особенно в
низкотемпературных компрессорах, величины рн и
Др численно близки друг к другу, и на
изменение Ар оказывает гораздо большее влияние
р1Ъ чем рве
Поскольку более удобная зависимость
X~f(a, рн) полностью заменяет X=f(e, Др),
далее будем рассматривать только влияние
рн на X.
В соответствии с рис. 5 следует принять, что
пологие кривые X=f(o) с таким наклоном, как
у компрессоров ступени в.д., могут быть
получены при работе компрессора ступени н.д. с
постоянными давлениями нагнетания. При
понижении рн коэффициент подачи снижается,
т. е. кривая Я=/(а) смещается вниз, при этом
наклон ее не меняется или меняется
незначительно.
Существенно более низкие коэффициенты
подачи поджимающих компрессоров по срав- *
нению с компрессорами ступени в.д. связаны с
их работой при низких значениях рн.
Особенностью работы поджимающего
компрессора по сравнению с компрессором
ступени в.д. является не только низкое, но и
переменное рн" повышению о соответствует
снижение рн поджимающего компрессора1. Таким
образом, при увеличении о у поджимающего
1 Поясним это следующим образом. С понижением
температуры кипения растут отношения давлений в обе-
рк
их ступенях. В связи с ростом ов д = (при
Рпр
рк = const) обязательно снижается промежуточное
давление рПр, или, что то же самое, давление нагнетания
ступени н. д. Таким образом, наблюдается одновре-
Рпр
менно рост ан.д.= и падение рПр.
Ро
компрессора возникают два фактора,
вызывающих снижение X — увеличение о и
понижение рн. Понижение рн является причиной более
быстрого падения X при увеличении а у
поджимающих компрессоров.
На рис. 5 на фоне семейства кривых Х =
=/(<J, Ри) показаны коэффициенты подачи
компрессоров обеих ступеней.
Крутой наклон кривой X=f(o) у
поджимающего компрессора объясняется тем, что эта
кривая объединяет точки из разных кривых,
относящихся к различным величинам рн.
Зависимость коэффициента подачи ступени
н.д. от числа оборотов ступени в.д. (испытания
ФДС-20, см. рис. 3) объясняется тем, что
с понижением числа оборотов ступени в.д.
величина рПр растет. Это и приводит к
повышению X ступени н.д.
Положение о влиянии рн на X позволяет
обобщить данные, приведенные на рис. 4. По
характерным точкам и кривым, полученным
при испытаниях идентичных компрессоров, т. е.
по данным рис. 3, а и 4, на рис. 5 построено
предполагаемое семейство кривых X=f(o) для
этих компрессоров, характеризующее их
работу при различных рш т. е. график X = f(o, pH).
При наличии такого графика устраняется
кажущийся противоречивым характер
зависимостей коэффициентов подачи от степени
сжатия для указанных компрессоров. Как видно
из рис. 6, при работе одноступенчатого
компрессора на фреоне-12 (компрессор ФУ-175)
значения X ниже, чем при работе на фреоне-22
(компрессор 4ФУ-15). Это может быть
объяснено тем, что давления конденсации у фрео-
на-12 не столь высокие, как у фреона-22.
12 б
Рис. 6. Обобщенный график X=f(e, pH), построенный
по результатам испытаний компрессоров с мертвым
объемом с=4,5-т-4,8%.
На снижение коэффициентов подачи
поджимающих компрессоров наибольшее влияние
оказывает не коэффициент дросселирования
6

.Ядр, а коэффициент плотности Япл.
Коэффициент подогрева Kw существенно не влияет, так
как все испытанные компрессоры работали
с высокими перегревами всасываемого пара.
Из изложенного ясно, что методика
испытаний двухступенчатых машин и обработки
результатов испытаний должна быть несколько
иной, чем указанная в работах [2, 5]. Целью
испытаний должно являться получение
семейства кривых по типу изображенных на рис. 5
и 6. Для этого необходимо, чтобы
поджимающие компрессоры работали при различных
давлениях нагнетания (от самых низких до
максимально допустимых), например за счет
частичного прикрытия всасывающего вентиля
ступени в.д.
При обработке результатов испытаний
объединять кривыми можно лишь те точки на
графике Я=/(а), которые были получены при
одинаковых рн. Последнее, очевидно,
справедливо и для компрессора ступени в.д., если он
работает в достаточно широком диапазоне
давлений конденсации.
Только при наличии указанного семейства
кривых результатами испытаний можно будет
воспользоваться при расчете других машин,
в частности двухступенчатых с иным
отношением описанных объемов ступеней С = h н,д-
Ун в.д.
(по сравнению с испытанной машиной), а
также каскадных.
До получения экспериментальным путем
указанных зависимостей для расчета
компрессоров, сходных с испытанными на заводе
«Компрессор» и работающих при низких рн, можно
будет воспользоваться графиком на рис. 6.
На заводе «Компрессор» намечено провести
ряд специальных экспериментов, в частности
с одноступенчатыми компрессорами, чтобы
уточнить влияние давления нагнетания на
коэффициенты подачи прямоточных бескрейц-
копфных компрессоров.
В 1960 г. Харьковский завод холодильных
машин начал серийный выпуск герметичных
агрегатов ФГК-0,7. Лабораторные испытания,
проведенные во ВНИХИ [1, 2], показали, что
по техническим данным эти агрегаты значи-
Выводы
Величины коэффициентов подачи Я
поршневых компрессоров зависят не только от
степени сжатия а, но и от абсолютного значения
давления нагнетания ря (с его понижением а
снижается).
Крутая зависимость X=f(o) для
поджимающих компрессоров объясняется их работой в
составе двухступенчатой машины при
различных ря.
Кривые зависимостей коэффициентов
подачи от отношения давлений нагнетания и
всасывания нужно строить для постоянных рн.
Для возможности расчетов поджимающих
компрессоров (или компрессоров нижних
ветвей каскада в каскадных машинах)
необходимо располагать семейством таких кривых для
различных рн-
До получения указанного семейства кривых
экспериментальным путем для расчета
прямоточных компрессоров с ленточными
клапанами (с = 4,5-т-4,8%) можно пользоваться
кривыми, приведенными на рис. 6.
Необходимы дополнительные тщательные
исследования компрессоров с определением
коэффициентов подачи в широком диапазоне
давлений нагнетания.
ЛИТЕРАТУРА
1. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г. Холодильные
машины и аппараты. Госторгиздат, I960.
2. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Т. I. Госторгиздат, I960.
3. В е й н б е р г Б. С. Поршневые компрессоры
холодильных машин. Изд-во «Машиностроение», 1965.
4. Гуревич Е., Шумелишский М., Я л и м о-
в а Е. Одноступенчатые машины, работающие на
фреоне-22 при низких температурах кипения.
«Холодильная техника», 1958, № 5.
5. В е й н б е р г Б. С, Лаврова В. В. Методы
испытаний компрессионных холодильных машин. Пи-
щепромиздат, 1953.
УДК 621.572:62—19
тельно превосходят открытые ФАК-0,7 той же
холодопроизводительности. По сравнению с
агрегатом ФАК-0,7 в агрегате ФГК-0,7 расход
металла меньше на 33%, относительный объем
ниже на 18%, удельная холодопроизводитель-
НАДЕЖНОСТЬ ГЕРМЕТИЧНЫХ АГРЕГАТОВ
Е. И. АН ДРАЧ НИ КОВ, В. И. КАНТОРОВИЧ — Московский специализированный комбинат холодильного
оборудования
7

Таблица 1
Отказы
Число отказов на 100 машин за год
zz. с*
ФГК-0,7 выпуска 1960 г.
ФГК-0,7 выпуска
1961 г.
ФГК-0,7 и
ФГК-0,45
выпуска 1962 г.
1964 г.
1965 г.
ФГК-0,7 и
ФГК-0,45
выпуска 1963 г.
1965 г.
ФГК-0,7 и
ФГК-0,45
выпуска 1964 г.
Выход из строя
электродвигателя компрессора . . . . .
Потеря холодопроизводитель-
ности
Заклинивание
Шум и стук
Негерметичность
Итого
11,4
2,9
8,6
1.4
2,9
27V2
11,4
4,3
7,1
—
1,4
24,2
14,2
5,7
2,9
—
2,9
15,7
1,4
2,9
—
1,4
14,2
4,3
—
1,4
2,9
10,5
3,5
2,4
—
1,0
7,8
2,5
1,3
—
0,8
12,8
3,8
0,6
0,4
0,4
5,7
4,6
0,4
0,2
0,4
7,0
2,9
0,7
—
1,2
9,0
4,6
0,9
—
1,0
10,6
3,7
0,8
0,6
0,3
25,7 21,4|22,8]l7,4|l2,418,0|ll,3|ll,8|l5,5|l6,0
16,2
4,7
2,8
0,1
4,2
28,0
8,9
2,3
0,8 1
—
0,8
12,8 !
6,7
1,5
1,4
0,8
0,7
11,1
Примечание. Выборка агрегата выпуска I960 г. была равна 70 шт., а выпусков 1961—1964 гг.—от 500 до 1000 шт.
ность выше на 25%, шум, возникающий при
работе агрегата, ниже на 5—6 дб.
Для исследования надежности первой
партии герметичных агрегатов в НИИТОПе
совместно с Харьковским заводом и Московским
специализированным комбинатом
холодильного оборудования в 1961 г. были
организованы эксплуатационные испытания [3].
В результате этой работы Харьковский
завод уже в середине 1961 г. внес ряд изменений,
и надежность агрегатов повысилась.
С 1961 г. на МСК холодильного
оборудования продолжается учет отказов герметичных
агрегатов. Мелкие отказы фиксируются в
нарядах по вызовам (без указания года
выпуска), а отказы, требующие отправки
агрегатов в ремонт, актируются с указанием даты
монтажа и года выпуска машины.
В табл. 1 и 2 систематизированы основные
отказы, требующие отправки агрегатов в
ремонт.
Таблица 2
Отказы
Число отказов
герметичных агрегатов на 100
машин
ФГК
(средний
возраст 1,7
года); 1966г.
Компрессоры

«ЗИЛ-Москва» (средний
возраст 1—2
года); I960 г.
Выход электродвигателя
компрессора
Потеря холодопроизводитель-
ности
Заклинивание
Шум и стук
Негерметичность
Всего по агрегату . .
8,1
! 2,8
! 1,з
! 0,5
0,6
13,3
0,63
0,40
0,12
0,05
1,20
Ниже рассматриваются характер основных
отказов, возможные причины их
возникновения и меры, принятые к их устранению.
Заклинивание механизма
движения компрессора, как правило,
происходило из-за заклинивания вала в верхнем
коренном подшипнике. Завод улучшил смазку
коренных подшипников, но это не исправило
положения. Более радикальной мерой
оказалось применение бронзовой втулки в верхнем
коренном подшипнике. В агрегатах выпуска
1962 г. заклинивания за все годы
эксплуатации не превысили 0,7—0,9%- Изменение этих
и других отказов в зависимости от возраста
агрегатов показано на рисунке.
Изменение отказов в зависимости от
возраста агрегата:
/ — потеря холодопроизводительности.
1960 г.; 2 — заклинивание, 1962—11963 гг.;
3 — негерметичность.
Для уменьшения выхода из строя
электродвигателей компрессора
Харьковский завод разработал и внедрил новую,
более надежную конструкцию крепления
наконечников на проходных контактах, что умень-

шило число пробоев изоляции на корпус,
обрывов фазы и других дефектов. Кроме того,
завод ввел проверку электродвигателей
компрессора после запрессовки в корпус на меж-
витковое замыкание и на пробой изоляции.
Это значительно повысило качество агрегатов.
Однако выход из строя электродвигателей
еще очень высок (см. табл. 2). Одной из
наиболее существенных причин сгорания обмоток
является низкое давление всасывания (при
засорении фильтров, замерзании влаги или
выходе фреона из термопатрона ТРВ). Защита
от перегрева компрессора (РТГК)
недостаточно надежна и во многих случаях не
отключает компрессора.
Колебание изменения надежности из-за
организационных причин наглядно показывают
данные по машинам выпуска 1962—1964 гг.
(см. табл. 1). Общее число ремонтов машин
выпуска 1962 г. в первый год эксплуатации было
равно 11,8%; в 1963 г, 28%, а в 1964 г. 11,1%.
Из этого количества сгорание двигателей
составляло 7,0, 16,2 и 6,7%.
Отказы из-за потерь
холодопроизводи тельности компрессора
колеблются в пределах 2—6% в год. Интенсивность
потока этих отказов имеет начальный пик в
первый год эксплуатации и некоторое
увеличение с возрастом машины. Потеря холодопро-
изводительности, как правило, происходит в
результате поломки всасывающих клапанов.
Иногда встречается повреждение прокладки
между крышкой и блоком цилиндров и
нарушение крепления конца нагнетательной
трубки в штуцере кожуха компрессора.
Отказы из-за негерметичности
находятся в пределах 0,5—2%. С увеличением
срока эксплуатации число отказов из-за
негерметичности уменьшается (см. рисунок).
В агрегатах выпуска 1960 г. наблюдалась
негерметичность во фланцевом разъеме
кожуха компрессора-электродвигателя, но при
переходе на массовый выпуск завод ввел сварку
верхней и нижней половин кожуха в углекис-
лотной среде, что полностью устранило этот
дефект.
К отказам, не требующим отправки
агрегата в ремонт, относится выход из строя
электродвигателя вентилятора.
В машинах выпуска 1960 г. и начала 1961 г.
интенсивность выхода из строя
электродвигателя вентилятора составила 7,6% в год.
Основная причина — низкое качество поставляемых
харьковскому заводу электродвигателей.
В первые два месяца средняя интенсивность
отказов была 2,4% в месяц, а в последующие—
менее 0,3%, т. е. в 8 раз меньше.
При улучшении проверки этих
электродвигателей на Харьковском заводе (входной
контроль и обкатка агрегатов с вентиляторами
на два напряжения) уже в 1961 г. отказы
снизились более чем в 2 раза (до 3%), а в
настоящее время (по данным за 1965 г.)
составляют всего 1,4%, в год.
Отказы по другим узлам (засорение
фильтров, замерзание влаги, отказы приборов и пр.)
были рассмотрены ранее [4].
Общее число отказов агрегатов ФГК-0,7 и
ФГК-0,45 в 1965 г. по Москве было равно 72
в год на 100 машин, т. е. меньше, чем
ФАК-0,7. Но число крупных отказов,
требующих ремонта агрегата, оказалось значительно
больше, чем у ФАК-0,7: у герметичных —
11,5% ремонтов, у ФАК-0,7 — всего 2%
ремонтов в год. В результате общие затраты на
устранение отказов герметичных машин пока еще
остаются выше, чем у открытых машин типа
ФАК-0,7.
Сравнение средней интенсивности отказов
герметичных агрегатов домашних
холодильников «ЗИЛ-Москва» и ФГК (табл. 2)
показывает, что уровень надежности машин ФГК
еще низок, однако имеется большой резерв его
повышения.
ЛИТЕРАТУРА
1. 3 е л и к о в с к и й И., Якобсон В. Новый
компрессор со встроенным электродвигателем холодопроиз-
водительностыо 700 ст. ккал/ч. «Холодильная
техника», 1959, № 2.
2. Зеликовский И., Иоффе Д. Новый
герметичный холодильный агрегат производительностью
700 ккал/ч. «Холодильная техника», I960, № 5.
3. Канторович В. И. Эксплуатационные показатели
малых холодильных машин. Госторгиздат, il963.
4. А н драч ников Е. И., Канторович В. PL, H е-
федкина А. И. Основные показатели
надежности малых холодильных машин. «Холодильная
техника», 1966, № НО.
2 Зак. 4525

УДК 621.565.92
О ВИБРАЦИЯХ ДОМАШНИХ КОМПРЕССИОННЫХ ХОЛОДИЛЬНИКОВ
Г. И. ЧЕРНЯК Л. Ф. НЛДТОЧЛЕВ — НИИ машиноведения и автоматизации (г. Минск), В. Е. СОБОЛЕВ —
Минский завод бытовых холодильников
Один из важнейших эксплуатационных
показателей качества домашних
холодильников — уровень шума и вибраций.
Вибрации иногда служат косвенной
причиной утечки фреона из системы и заклинивания
компрессора.
Выявление и устранение причин шума и
вибраций способствуют улучшению качества,
повышению надежности и долговечности
компрессионных домашних холодильников [1].
Источником вибраций в них является
компрессор ДХ2-1010, неуравновешенные силы
инерции движущихся частей которого
передают вибрации через подвеску на корпус
холодильника.
Лабораторией трения и износа
Научно-исследовательского института машиноведения и
автоматизации совместно со службой
надежности Минского завода холодильников была
проведена работа по определению величины
вибраций некоторых моделей отечественных и
зарубежных холодильников.
Испытывали холодильники с различными
типами подвесок компрессоров (табл. 1).
Модель
„Минск-
1 II"
'„Нистру"
„UPO«
„Frigeco"

Страна-изготовитель
СССР
(Минск)
СССР
(Кишинев)
Финляндия
Франция
ч
?
о
О
115
120
180
128
оротов
ора в
О о
О О.Н
ч с >>
° S Я
я о s
D*S S
1500
1500
3000
1500
Подвеска
Наружная, на
четырех
опорах
Наружная, на
двух опорах
Внутренняя
Наружная, на
четырех
опорах
пытан-
щов
« «>
о
о о
я 2
Р*Я
2
2
1
1
Амплитуду вибрационных смещений
определяли индукционными датчиками ВДВ-79 и
ВДГ-78 [2] (рис. 1).
К кожуху компрессорного агрегата датчик
припаивали подвижной частью с помощью
соединительных стержней, на конденсаторе и
крышке холодильника датчики крепились
болтами (рис. 2).
Схема тарировалась электродистанционным
виброметром типа ЭДИВ-72.
Работа датчиков, схема записи, а также
ориентировочное определение амплитудных и
частотных характеристик вибрации
предварительно проверялись импульсным
осциллографом ИО-4.
N
1
5
i
>
\ /
"TV
J 1 t —'
i гн
R
/
~С
1
J
Рис. 1. Схема измерения вибраций:
/ — датчик; 2 — интегрирующий контур; 3 —
показывающий прибор.
1, *^г-—
(
(
ш
| h
I Г1 1 1 I ^
и и
Рис. 2. Установка датчиков
на холодильнике:
/ — на крышке
холодильника; 2 — на конденсаторе;
3 — на компрессоре.
Основная запись производилась на светолу-
чевом осциллографе Н-105 по трем каналам,
что позволяло наблюдать общую картину
вибраций различных частей холодильника.
Таблица 1
•
10

Во время испытаний амплитуда и частота
вибрации сначала замерялись виброметром
ЭДИВ-72 и записывались на осциллографе
Н-105 при выключенном холодильнике
(определялись помехи), а затем — при включенном.
Таблица 2
Модель
„Минск-П" . . .
„Нистру* ....
„UPO"
„Frigeco" ....
Амплитуда, мк
Датчики
1 2
275
665
40
723
6,0
10,0
1,0
8,5
3
240
320
5
15
Частота, гц 1
Датчики
1
26
32
35
3
2
2,5
3,0
16,0
6,0
3
26
32
13
16
После проявления осциллограммы и
пересчета показаний лампового милливольтметра
в микроны по осциллограмме, снятой при
выключенном холодильнике, подсчитывали
частоту основных колебаний в гц и по показаниям
виброметра наносили на нее значения
амплитуды; подсчитывали основную частоту и
соответствующую ей амплитуду смещения при
включенном холодильнике; из значений
амплитуды при включенном холодильнике
вычитали соответствующие значения амплитуды
помех.
За основную принималась частота с
наибольшей амплитудой колебаний, характерная
для места подключения датчика. Амплитудное
смещение подсчитывалось как среднее по
общепринятой методике [3].
Результаты испытаний, проведенных по
указанной выше методике, сведены в табл. 2.
Выводы
Сравнение агрегатов с внутренней
(холодильник «UPO») и наружной («Frigeco»,
«Минск-П», «Нистру») подвесками
компрессора показывает, что при внутренней подвеске
уровень вибрации ниже.
При использовании сходных компрессоров и
подвесок, например в холодильниках
«Минск-П» и «Frigeco», уровень вибрации
зависит от динамической балансировки
компрессора. Неуравновешенность подвижных частей
компрессора фирмы «Frigeco» значительно
меньше, чем отечественных.
Четырехопорная подвеска (холодильник
«Минск-П») обеспечивает меньший уровень
вибрации, чем двухопорная (холодильник
«Нистру»).
ЛИТЕРАТУРА
1. Кругляк И. Н. и др. Домашние компрессионные
холодильники. Изд-во «Машиностроение», 1964.
2. Г е в о н д я н Т. А., Киселев Л. Т. Приборы для
измерения и регистрации колебаний. Машгиз, 1962.
3. РТМ 44—62. Статистическая обработка эмпирических
данных.
УДК 621.57.041
НОВЫЕ ПУЛЬТЫ УПРАВЛЕНИЯ АММИАЧНЫМИ 0ДН0-
И ДВУХСТУПЕНЧАТЫМИ КОМПРЕССОРАМИ
А. С. БАГИНСКИЙ, Г. Е. ЗАВЕЛИОН — институт «Пищепромавтоматика» С. Л. ТЕЛЛЕР —
пусконаладочное управление треста «Оргпищепром». В. П. СЕРОШТАНОВ — Росмясорыбторг
В 1965 г. институтом
«Пищепромавтоматика» совместно с Росмясорыбторгом были
разработаны пульты управления вертикальными
и У-образными компрессорами большой и
средней производительности одно- и
двухступенчатого сжатия.
Вновь созданные схемы пультов1 отличаются
1 Кроме авторов статьи в создании пультов
управления принимали участие В. П. Иржевский, Ю. М. Му-
залевский, А. П. Шалиренко, С. И. Платонова, А. П. Се-
михненко, В. А. Козлан (институт
«Пищепромавтоматика»). Работа осуществлялась в техническом
содружестве с лабораторией контрольно-измерительных приборов
и автоматики ВНИХИ,
от ранее разработанных принципом
построения и аппаратурой (тиратроны с холодным
катодом типа МТХ-90, осуществляющие
световую сигнализацию и запоминающие
аварийный сигнал, а также температурные реле
времени типа ТРВ-1В), что дало возможность
повысить надежность пульта, уменьшить
габаритные размеры и значительно снизить его
стоимость.
Конструкция пульта управления
унифицирована для трех типов компрессоров:
ПУМ-100 — для одноступенчатых типа ВП и
УП, ПУМ-200 — _ для двухступенчатых типз
2*
11

А 314H
Электропривод
компрессора
вранщ^
Питание
-3806
:k
I № Т'РП нр-рпра}°су^ Ту п
J AT5i 1 I ?Ъ РД
-ЩЩ
>СУ2°
РП
ifif
яв-рпрт рпг
г
/»/7*п. ^
{>
Я/3/l
Э/7?Н
^ГН Я/721
U г-,/77/
Питание
-2206 *
I
Л
Ж 1
1 Ж 1
Y
1 W 1
1 -гЧ
V777
iZ
Цепи контроля
| Цепи управления,
Питание
цепи

{сигнализации
Ш
ТТЛ
ТЖ
ш
ш
ТУП
Y3K
ТПГ
IX
Сигналы
ш
Цепи защити сигнализации
Рис. 1. Элементная электрическая схема
автоматического управления и защиты (а и б) аммиачного
двухступенчатого компрессора и таблицы контактов, уходящих
в другие схемы (в), приборов автоматики (г) и
контактов, приходящих из других схем (д):
КР — пакетный переключатель ВП7-10; ЛС, ЛС1—
ЛС8 — тиратроны МТХ-90; КВД — кнопка с
протектором; РП, РП1, РП2, РА — реле ПЭб (или МКУ-48);
РВ, РВ1 — реле ТРВ-1ВМ; РУ — контактор типа ПМЕ;
R, R1 — резистор типа ПЭВ; R3—R26 — резистор типа
МЛТ; BI—ВЗ — диод Д7Ж; С — конденсатор МБГП-2:
Марка
прибора J
\Р
СТ
\РД1
\РД2
\РДЗ
РД4
\рт°1
\РТ°2
\СУ1
\СУ2
\суз\
Прибор
Реле протока
РП-12
Реле перепада
давления
(контроля
смазки) РКС-А
Реле давления
аммиачное
РД-4А-01
Реле
температурное
ТР-200

Полупроводниковое реле
уровня
Контролируемый
параметр
Проток воды в
охлаждающих рубашках
1
Разность давлений в
промежуточном
сосуде и в испарительной
системе
Разность давлений
масла после насоса
и в картере
Давление нагнетания
высокой ступени
Давление
низкой
ступени

Температура
нагнетания
компрессора
Контакты
замкнуты при
значении
параметра
Наличие
протока
>0,5 кгс!см2
>0,5 кгс(см2
<1б кгс[см2
всасыва- | л _
ния >0,5 ата
нагнета- 1 _ „
ния <6 кгс\см1
высокая |
ступень 1 ^ioo ^ j
низкая I
ступень 1 ^аао ^ j
Уровень аммиака
в промежуточном
сосуде
Ниже
аварийного |
Ниже
нормального 1
/ — местное управление электроприводом; 2 —
автоматическое реле; 3 — тепловые реле; 4 —
электродвигатель асинхронный с короткозамкнутым ротором;
/ — аварийный уровень аммиака в промежуточном
сосуде; // — нормальный уровень аммиака в
промежуточном сосуде; III — давление при пуске; IV — ввод защит;
V — команда на ввод защит; VI — то же, на пуск
компрессора; VII — прием команды на пуск; VIII —
соленоидный вентиль разгрузочный; IX — то же, байпас
высокой ступени; X — то же, подачи воды в рубашку
компрессора; XI — то же, подачи аммиака в
промежуточный сосуд; XII — схема готова к работе; XIII —
отсутствие пропуска воды в рубашках; XIV —
отсутствие разности давления масла; XV — высокое давление
нагнетания высокой ступени; XVI — высокая
температура нагнетания высокой ступени; XVII — высокое
давление нагнетания и низкое давление всасывания низкой
ступени; XVIII — высокая температура нагнетания
низкой ступени; XIX — высокий уровень жидкого аммиака
в промежуточном сосуде; XX — высокое давление пуска,
отказ ввода защит в промежуточном сосуде; XXI —
команда на аварийное отключение.
12

АДС, ПУМ-400 — для двухступенчатых типа
ДАУ.
Пульты типа ПУМ предусматривают
возможность работы компрессора в трех
режимах — автоматическом, полуавтоматическом
и местном (ручном).
Ниже описана работа пульта (рис. 1,а,б)
управления и защиты аммиачного
двухступенчатого компрессора типа ДАУ (пульт
ПУМ-400) [1—3].
Принцип работы пультов ПУМ-100 и
ПУМ-200 аналогичен описываемому. Различие
состоит в технологическом порядке пуска и
количестве необходимых защит.
Нажатием кнопки КВД пульт
подготавливается к работе — включается реле РА. Ключ
КР в положении «Отключено».
Реле РА нормально открытыми
контактами самоблокируется, подготавливает
цепь приема команды на пуск компрессора;
включает анодную цепь тиратрона ЛС,
который, зажигаясь, сигнализирует о готовности
схемы.
Для работы компрессора в автоматическом
режиме ключ КР устанавливается в
положение А («Автоматика»).
При замыкании контакта Т-РП командного
устройства, например реле температуры,
контролирующего потребность в холоде,
включается реле приема команды на пуск
компрессора РП-1.
Контакт НР-РП блокировочный, он
предотвращает пуск компрессора при
остановленных рассольных насосах, в случае если
компрессор работает на рассольную систему с
кожухотрубными испарителями. Во всех
остальных случаях этот контакт должен быть
закорочен.
Реле РП-1 нормально закрытым
контактом отключает разгрузочный соленоидный
вентиль СВ-1, а нормально открытыми
контактами включает водяной насос (рис. 1, #),
соленоидные вентили — байпас высокой
ступени СВ-2, подачи воды в охлаждающие
рубашки компрессора СВ-3; подачи аммиака
в промежуточный сосуд СВ-4, а также
подготавливает цепь питания — реле РУ, РП-2, РВ
и РВ-1.
При появлении давления воды на
конденсаторе замыкается цепь реле РУ и подается
питание на реле времени РВ и РВ-1.
Реле РУ нормально открытым
контактом включает катушку пускателя П
электродвигателя компрессора. Через 30 сек реле
времени РВ-1 замыкает нормально
открытым контактом цепь реле РП-2, которое
своим нормально открытым контактом
самоблокируется, а нормально закрытыми
контактами разрывает цепь питания реле времени
РВ и РВ-1, вводит защиты по воде и
давлению масла и отключает соленоидный вентиль
байпаса.
При поступлении команды на остановку
компрессора контакт Т-РП размыкается, а
следовательно, отключаются реле РП-1, РУ и
РП-2. Реле РУ размыкает нормально
открытый контакт в цепи катушки
пускателя Я — электродвигатель останавливается.
Реле РП-1 переключает свои контакты, при
этом отключаются соленоидные вентили
СВ-2, СВ-3, СВ-4 и включается разгрузочный
соленоидный вентиль СВ-1.
Реле РП-2 нормально закрытыми
контактами шунтирует контакты защит по
отсутствию протока воды Рст и давлению масла
РД-2 (рис. 1, г). Все подготовлено к пуску
компрессора.
Схема пульта предусматривает защиту ком-
прессора против следующих опасных
отклонений от нормального режима работы:
прекращения протока воды через
охлаждающие рубашки компрессора (реле протока
РП-12);
разности давлений на линии нагнетания
масляного насоса и в картере компрессора ниже
0,5 кгс/см2 (реле перепада давления
—контроля смазки РКС-А);
давления нагнетания высокой ступени выше
16 кгс/см2 (реле давления РД-4А-01);
температуры нагнетания высокой ступени
выше 135°С (температурное реле ТР-200);
давления нагнетания низкой ступени выше
6 кгс/см2 или давления всасывания низкой
ступени ниже 0,5 кгс/см2 (реле давления
РД-4А-01),
температуры нагнетания низкой ступени
выше 115°С (температурное реле ТР-200);
уровня жидкого аммиака в промежуточном
сосуде выше нормы (реле уровня ПРУ-2).
разности давлений в промежуточном сосуде
и испарительной системе при пуске выше
0,5 кгс/см2 (реле перепада давления РКС-А).
В цепь аварийного реле РА включены
также контакты реле аварийного уровня
аммиака в отделителе жидкости Ж-РА (рис. 1, S)
и контакт кнопки «Стоп».
С целью обеспечения надежной защиты
электродвигателя рекомендуется применять
автоматический выключатель серии А3100,
целесообразность и во^зможность установки
которого решается в каждом конкретном
случае.
При размыкании контакта люоого прибора
защиты срабатывает реле РА и своим
нормально открытым контактом отключает реле
РУ, РП-1, РП-2, а также сигнальную лампу
ЛС.
13

При размыкании одного из контактов
приборов защиты цепи, создающие отрицательное
смещение на сетках ламп ЛС1—ЛС8,
разрываются, положительный потенциал сетки
увеличивается, и ток через сетку-катод
возрастает до величины, при которой зажигаются
лампы ЛС1—ЛС8, что соответствует
срабатыванию реле защиты.
Рис. 2. Съемный блок пульта.
320
Зажигаясь, лампы ЛС1—ЛС8
сигнализируют об остановке компрессора и запоминают
причину, вызвавшую отключение. Вновь
компрессор может быть пущен только нажатием
кнопки KB Д.
При неисправности соленоидного вентиля
СВ-1 увеличивается разность давления в
промежуточном сосуде и испарительной системе,
срабатывает реле перепада давления РД-1,
замыкает свой контакт РД-1 в цепи реле РП,
которое в свою очередь размыкает контакт РП
в цепи аварийного реле РА — компрессор
останавливается.
При отказе реле времени РВ-1,
включающего через 15 сек своим контактом РВ-1 реле
РП-2, через 30 сек реле времени РВ своим
контактом включит реле РП; реле РП
отключит реле РА — компрессор остановится.
Маркировка приборов защиты дана на рис. 1, г.
В случае неисправности командного
устройства или при переключении на другую систему
испарения компрессор переводится в
полуавтоматический режим работы.
Для пуска компрессора ключ КР
устанавливается в положение П
(«Полуавтоматический»), при этом включается реле РП-1 и
далее схема работает, как и в автоматическом
режиме, описанном выше.
Для остановки компрессора ключ КР
переводится в положение «Отключено», реле РП-1
отключается, и остановка происходит в той же
последовательности, что и в автоматическом
режиме.
Г Вид А
(фундамент)
h* 80
щ
«в*
/44
380
»
i
Со
г ***
~1
500
1
Рис. 3. Установка пульта на фундаменте.
В случае неисправности схемы
автоматического управления или при необходимости
провести наладку компрессор переводится в
режим ручного управления.
При этом пакетный переключатель КР
устанавливается в положение М («Местный»);
управление компрессором осуществляется
кнопками КП, КС. Защиты отключены.
14

Пульты ПУМ-100, ПУМ-200 и ПУМ-400
имеют следующие технические данные:
Питание от сети переменного тока
напряжением, в 220
частотой, гц 50
Допустимая температура окружающей
среды, °С 5—40
Допустимая относительная влажность
воздуха, о/о, не более 80
Исполнение Закрытое,

соответствующее
помещениям
класса В-16
Габаритные размеры, мм:
длина 415
ширина 400
высота 1220
Вес, кг 40
Пульт управления представляет собой блок
(рис. 2) с двумя штепсельными разъемами,
заключенный в металлический корпус, из
которого он свободно вынимается.
Корпус крепится к основанию трубчатыми
опорами, внутри которых проходят провода,
связывающие клеммник со штепсельными
разъемами.
Клеммник установлен в прямоугольном
основании пульта.
Для комплектации холодильных машин
применяют резины на основе нитрильных и
хлоропреновых каучуков. Резины 4004, А-4 на
основе нитрильного каучука используют для
фреона-12, резины 3109, С-604, С-572 на
основе хлоропренового каучука — для фреонов-12
и 22.
У этих резин, как правило, очень низкий
ресурс работоспособности, связанный с быстрым
ростом величины остаточной деформации,
особенно при повышенных температурах, и в
ряде случаев недостаточная морозостойкость.
Поскольку резины 4004 и А-4 содержат
неморозостойкий каучук СКН-40, они
работоспособны только до температуры —10ч—15°С.
Резины на основе хлоропренового каучука
выдерживают температуру до —40°С. Однако
способность хлоропренового каучука к
кристаллизации и связанное с этим резкое увели-
Пульт управления располагается возле
компрессора и крепится к полу четырьмя болтами
(рис. 3). На полу под фундамент пульта
делается насечка.
Приборы защиты подключаются к пульту
через соединительные коробки в соответствии
со схемой внешних соединений. Кабель
вводится от соединительных коробок через
сальниковые отверстия.
Пульт прошел межведомственные
испытания. Опытная партия рекомендована к
выпуску на заводе «ЭЗА» института «Пищепромав-
томатика» (г. Одесса).
ЛИТЕРАТУРА
1. И ржевский В. П., Мацкин В. С,
Геллер С. Л., О г у р ц о в В. И. Новое в
проектировании автоматизированных холодильных установок
распределительных и производственных
холодильников. «Холодильная техника», il'966, № 1.
2. ;И ржевский В. П., Мацкин В. С. Сборник
«Проектирование и эксплуатация автоматизированных
холодильных установок», Л., изд-во «Недра», 1965.
3. Технические описания и инструкции по эксплуатации,
паспорта на пульты типа ПУМ экспериментального
завода средств автоматизации «ЭЗА». Институт «Пи-
щепромавтоматика», Одесса, 1966.
чение твердости резин иногда приводят к
потере герметичности уже при температуре
—5-^—10°С.
Повышенные требования, предъявляемые
холодильной промышленностью к
работоспособности резинотехнических деталей в
различных маслофреоновых смесях при температуре
—50-^-+150°С, привели к необходимости
выявления новых каучуков и резин.
В литературе есть данные о набухании
ряда импортных каучуков во фреонах-12 и 22 и
производственных резин во фреонах-12, 22 и
142 [1—4]. Однако нет сведений о стойкости
каучуков и резин к фреону-13.
Для выявления наиболее стойких к фрео-
нам-12, 13, 22 и 142 каучуков были проверены
почти все серийно выпускаемые и некоторые
виды опытных каучуков.
Стойкость их оценивали по изменению веса,
УДК 678.4:621.572:621.564.25
ВЫБОР РЕЗИН ДЛЯ УПЛОТНЕНИЯ ФРЕОНОВЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
3. А. КОВАЧ ЕВА, канд. техн. наук Н. Г. КОЛЯ ДИНА, А. Я. ЕЗЖЕВ, Э. Н. ГОЛОВАН —
Ленинградский филиал научно-исследовательского института резиновой промышленности
15

физико-механических показателей (прочности,
относительного и остаточного удлинения) и
внешнему виду вулканизатов ненаполненных
смесей после воздействия сжиженных фреонов
при комнатной температуре.
Из полученных данных по максимальному
набуханию (сразу после вскрытия автоклава)
следует, что применительно к слабополярному
фреону-12 [5] наиболее стойки полярные
каучуки — нитрильные, хлоропреновый, фторсо-
полимеры.
Во фреоне-13 каучуки набухают
незначительно и не изменяют своего вида, за
исключением фторсополимера СКФ-32, который
покрывается пузырями.
В более полярном, чем фреон-12, фреоне-22
нитрильные каучуки очень сильно набухают и
не могут применяться для этой среды.
Во фреоне-142 (также полярном
соединении) наиболее стойки хлоропреновый, этилен-
пропиленовый и стереорегулярный дивинило-
вый каучуки.
Хлоропреновый каучук примерно одинаково
стоек ко всем фреонам. Однако он
недостаточно тепло- и морозоустойчив.
Силиконовые каучуки сильно набухают в
исследованных фреонах, кроме фреона-13.
Следует отметить относительную стойкость нит-
рилсилоксанового каучука к фреону-12.
Под воздействием фреонов у резин
снижаются прочностные и эластические свойства,
причем это воздействие носит физический
характер.
Тип наполнителя и вулканизующей системы
не оказывают значительного влияния на
набухание во фреонах. С увеличением дозировки
наполнителя величина набухания снижается.
Фреоны существенно влияют на резины,
содержащие пластификатор: вымывают
антифризы эфирного типа, пластификаторы
нефтяной и силиконовой основы. При этом после
удаления фреонов резины теряют в весе, и их
размер изменяется.
Поскольку в холодильных установках
фреоны применяются в смеси с маслами,
необходимо, чтобы резины были стойки и к маслам.
В холодильной технике используются
смазочные масла различного состава [6, 7]. Они
применяются в зависимости от марки фреона.
Так, фреон-12 работает в смеси с маслом
ХФ-12 на нефтяной основе, фреон-22 либо с
маслом ХФ-22 на нефтяной основе, либо с
полиэфирным маслом ХФ-22С, фреон-142 с
маслом ХФ-12, а фреон-13 с маслом ФМ-5-6-АП
на силиконовой основе.
Известно, что к нефтяным маслам наиболее
стойки резины на основе нитрильных, хлоро-
преновых каучуков и фторкаучуков [8].
Ввиду отсутствия данных о поведении резин
в маслах ХФ-22С и ФМ-5-6-АП были
проведены соответствующие опыты, которые
показали, что наименьшим набуханием в
полиэфирном масле ХФ-22С отличается этиленпропиле-
новый СКЭП, винил силиконовый СКТВ-1
каучуки и бутилкаучук. В масле ФМ-5-6-АП
вес каучуков, за исключением силиконовых,
изменяется незначительно.
На основании результатов проведенных
исследований можно рекомендовать для работы
в качестве неподвижных прокладок в масло-
фреоновых смесях ряд производственных
резин с улучшенными тепло- и морозостойкими
свойствами (табл. 1).
Таблица 1
Марка резины
1 и ТУ
НО-68-1
МРТУ 38-5-1166-64
ИРП-2022
ВТУИРП-Л-6-
1 13-64
ИРП-1225
МРТУ 6-07-6031-64
1 ИРП-1375
ВТУ 38-5-121-66
ИРП-1376
ВТУ 38-5-123-66
1 ИРП-1332
ВТР 30131
1 ИРП-1333
1 ВТР 30132
Твердость
по ТМ-2,
условные
единицы
60—70
75—85
75—90
70—80
55—65
55-65
75—85
Рабочая
среда
Фреон-12,
масло ХФ-12
Фреоны-22,
142, масло
ХФ-22С;
фреон-13,
масло
ФМ-5-6-АП
Фреон-13,
масло
ФМ-5-6-АП
Интервал
рабочих

температур, °С
—50—-j-120
—50-Н-150
—20-Н-150
—50-Н-150
—70-Н-90
Выбранные резины исследовали в
соответствующих фреонах и маслах на набухание,
остаточную деформацию при сжатии и
изменение морозостойких свойств. Набухание
фреонов в жидкой фазе выше, чем в газовой.
В табл. 2 приведены значения
коэффициента проницаемости производственных резин в
соответствующих фреонах при 20°С.
Как известно, работоспособность прокла-
.дочных уплотнений при низких температурах
зависит от морозостойкости резин, которая в
свою очередь характеризуется коэффициентом
эластической восстанавливаемости при той
или иной низкой температуре после сжатия
[9]. Для обеспечения герметичности прокладоч-
16

ного уплотнения коэффициент
восстанавливаемости должен быть не менее 0,2.
В табл. 3 приведено изменение
коэффициента восстанавливаемости рекомендуемых резин
после воздействия фреоьгов в течение 3 суток
при 20°С и масел в течение 10 суток при 90°С.
В табл. 3 представлены значения
коэффициентов восстанавливаемости до и после
воздействия рабочих сред. Из табл. 3 видно, что
набухание во фреонах приводит к повышению
морозостойкости резин, а вымывание маслом
ХФ-12 антифриза — к ее снижению.
Вследствие этого резины НО-68-1 и ИРП-2022 не мо-
Таблица 2
Марка
р езины
НО-68-1
ИРП-2022
ИРП-1225
ИРП-1375
ИРП-1376
ИРП-1333
Коэффициент проницаемости, см2;(сек ¦ атм)
фреон-12
7,7-1(Г7
4,98-1(Г7
6,0- Ю-7
фреон-13
5,5-10~8
1,Ы(Г7
фреон-22
2,14-КГ6
2,25-Ю-6
фреон-142
2,32-Ю-6
2,76-Ю-6
Таблица 3
Марка резины
Тепера-
тура

испытания, °С
Коэффициент восстанавливаемости
до
воздействия
среды
после воздействия
фреона-
12
масла
ХФ-12
фреона-
22
масла
ХФ-22С
фреона.
13
масла
ФМ-5-
б-АП
НО-68-1
ИРП-2022
ИРП-1225
ИРП-1375
ИРП-1376
ИРП-1332
ИРП-1333
-50
-50
—20
—50
—50
—70
—70
0,58
0,25
0,07
0,25
0,38
0,31
0,28
0,66
0,53
0,23
—
—
—
—
0,08
0,07
0,05
—
—
—
—
—
—
0,45
0,48
.—
—
—
—
0,37
0,39
—
,—
_
—
—
0,46
0,48
0,46
0,40
0,28
0,30
0,42
0,36
гут использоваться в масле ХФ-12 при —50°С
без примеси.фреона-12.
Ресурс работы рекомендуемых резин
намного превосходит работоспособность
резины 3109.
Выводы
Стойкость резин к фреонам определяется е
основном типом каучука. Мягчители,
наполнители и вулканизующие агенты оказывают
второстепенное влияние.
Воздействие фреонов и масел на каучуки
различно. Для слабополярных фреона-12 и
масла ХФ-12 применимы резины на основе
нитрильных, хлоропреновых и фторкаучукоз,
а для сильнополярных фреонов-22, 142 и масла
ХФ-22 резины на основе неполярных кау-
чуков — этиленпропиленового и комбинации
стирольных с дивиниловым каучуком.
Фреон-13 и масло ФМ-5-6-АП наименее
агрессивные среды по отношению к резинам.
Они вызывают незначительное набухание и
изменение физико-механических свойств резин
на оснэве этиленпропиленовых, стирольных,
дивиниловых и других полимеров, за
исключением силиконовых.
ЛИТЕРАТУРА
1. Я к о в к и н Г. А. Фреоны, свойства и применение.
Изд. ГИПХ, 1959.
2. Банкс, Хасзе льдин. Фторсодержащие
полимеры. «Химия и технология полимеров», 1960, № 3.
3. А м а р и Хироси, Судзуки Юки, А с а х и н о
й о с и о. Влияние смеси масла с холодильным
агентом на различные синтетические каучуки (в
холодильниках). «Рэйто, Рефрижератион», 1962, № 413.
4. Ротенберг А. Г., М е ш а л о в а С. Э. Испытание
конструкционных материалов в холодильных
агентах. «Холодильная техника», 11964, № 3.
5. Справочник по дипольным моментам. Изд.
Ростовского университета, 1961.
6. М е л ь ц е р Л. 3. Смазка фреоновых холодильных
машин. Госторгиздат, 1962.
7. Вейнберг Б. С. Поршневые компрессоры
холодильных машин. Изд-во «Машиностроение», 1964.
8. 3 а х а р о в Н. Д. Новые типы каучуков и области
их практического использования. Ярославль, ЦБТИ,
1962.
9. Ко лядина Н. Г., Бартенев Г. М., Аврущен-
к о Б. X. Влияние остаточной деформации на
высокоэластическую восстанавливаемость резины при
низких температурах. «Каучук и резина», 1962, №10.
3 Зак. 4525

УДК 536.7:621.564.25
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ФРЕОНА-11
Канд. техн. наук Л. В. КЛЕЦКИЙ — Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
Определению термодинамических свойств
фреона-11 посвящен ряд отечественных и
зарубежных исследований. В настоящей работе ]
сделана попытка систематизировать материал
по данному вопросу с целью получения
наиболее обоснованных таблиц
термодинамических свойств фреона-11 и диаграммы /, IgP.
Для этого составлено уравнение кривой
упругости фреона-11
lg* = — [-2,79809A --0+0,16657A - тK-
X
+ 0,56062 A - тK - 2,81202 A - тL +
+ 0,89002 A-тM], A)
где к--
_р_
кр
<кр
, Ркр = 4,387 • 106 п\м\
TKV = 471,15° К.
Это уравнение предложено Полем и
использовано Баером и Хиккеном [1] для фреона-12.
Оно эквивалентно приведенному в работе [2]:
lgP = A—— + ClgT + DT + ET2 +
+ Fr + GT'
при С = 0.
В табл. 1 сравниваются вычисленные по
уравнению A) значения давления с опытными
Таблица 1
U °С
—49,64
—47,67
1 —36,67
—30,00
—18,97
0,01
1 15,11
20,04
31,06
50,26
195,65
Роп, оар
0,02693
0,02928
0,06313
0,09199
0,16630
0,40250
0,7415
0,8887
1,306
2,381
42,74
1 ррасч ~ ^оп
—- , %
1 D
'расч
0,74
5,62
—1,12
0,08
0,12
0,15
—0,02
0,19
0,15
0,13
—0,61
Литература i
3
6
5 !
з
3
4 !
5
6 !
6 |
3
4 1
1 Ряд расчетов для этой работы выполнен инж.
Л. Е. Петрик.
данными Риделя [3], Беннинга [4], Осборна [5]
и Павловой [6].
Было составлено также уравнение для
теплоемкости фреона-11 в идеально-газовом
состоянии:
с0 кджЦкг
°К) = 0,1147 + 2,416 - 10~3 Т —
v-6
- 3,558 • 10~° Г + 2,00 • 10"у Г. B)
В табл. 2 сравниваются вычисленные по
этому уравнению значения е°р с данными
Олбрайта [7] и Баро [8]. Последние найдены с
учетом ангармоничности колебаний с помощью
методов квантовой механики. В более
ранних работах, посвященных определению с°р
для фреона-11, обзор которых приводится в
справочнике [9], значения ср занижены до
1%, а по американским таблицам перегретого
пара [10] —до 3,2%.
Таблица 2
г, °к
200
300
400
500
Теплоемкое
по
уравнению B)
0,4716
0,5733
0,6398
0,6832
:ть с0 , кОжХ1
по работе [7]
0,4712
0,5733
0,6397
0,6836
сг • °К)
по
работе [8]
0,4720
0,5735
0,6402
0,6836
Для составления таблиц термодинамических
свойств фреона-11 использовано уравнение
состояния Беннинга [4], которое описывает с
максимальной ошибкой 0,6% результаты
его опытов по определению плотности
перегретого пара в диапазоне температур 30—204°С,
давлений до 2,1 • 106 н/м2 и плотностей до
109 кг/мд,
60,528Г 176,92 —0,25204 Г
+
0,24985 — 0,0005266 Т
C)
Здесь Р выражено в н/м2, и — в мг/кг,
Т — в °К.

»^сою^оооо^осл4^сою>^оооо^о^сл4^сою^оюсх^о^слф*сою^
^^^^ *~и^~к*т~' *—1н-1>-д>-1ОООоооооооооооооооооооооооооо ооооо ооооооооооооооооооооо
^СОСОСОКЭЮ"-д>--'«—'OOcOC0CO000000^^Vi-*4 О О. 0505СлСлСлСЛ^4^ ^ V"^ Vb W W Ь Ю Ю ЮЮ^мми-мммОООООООООООООООО
^срслооюор^оо^юослюоослююоэсон-оослсооооосон^со^с^
CnOiCiOOOOtO'—'^JOO^ICOOOOOCDCD
ооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооооо ооо оо
050^0^OOOO0^OO0^O05OO0^CfrOOOc^OOOOOOOOOOO
000000000000а0^^^^^^^^^^0^0^ООООО0^0^СлСлСпСЛ01С^
СЮОСЛСОЮ^СООО^ОСЛ^СОЮ^ООСООООО^^^ОООООООООО^^О^
ОООООООООООООООООООООООООООООООООООООООООООООО»-
'ЮЮЮСОСОМФ'СЛСПО^ООО
ЮЬ0С0С0С04^4^О1Сл0ЪО^0000ООО^ЮС0С04^СлО^СЮООн-С0ь^
/... к^к^/-.* ^i . . ~ч ^ - ^-. ,~ ^ . .^к^^^.^.^,.^. . ^ . , _^ „___„-. . „ ._ , _ -_ , ^ .„._ . —> _i СЛ ^ >—ОО ^
СОЮЮСО^м(»ЧЧсО^^ОЮСЛСОС0 05Юм^н-м05Сл00 05СОЧь-'наЧООЧ^ЧО^О|'
слслслслслслс^слспс^слслсл<^слсл<^слслс^слслслслсл<^
^юсо^сло-^оосоо»—i~to со "ел а> -^ оо со о •—'"со^ ел "о"^ bo o'n-i'to со слЪ^^Ъо оюелч о~ю ел оо о о со о со То слЪо 1—' 4^ -«-а о соососоососооосо^о
ООООООООООООООООсОООООООООСОСОсОООСОООСООООООСЮООСООООООООООО^^^^
СЮ^^ОСпС^^ь^СОСОЮЮ»—ь^ООсОСОѻѻ^^ООСлСп4^^СОЮ Ю^-* О СО
оЪгО 4^ О 4^ СО ^ То СО 00 СО 00 СО ^Ю^ Ю^^-* О) мЬ О О» О СЛ О VbVb W ОО WW Ю Ю ^ м О О Vo VcO CD ОО ОО ОО ^-<1~<|^4-<|^|-^'<1'<|^1-<1^-<1-<1-4О0
W^OCX4(^WN200005^WOC005^N3000(^WMCOOi^WOS(^WMCOO)^CD^ OVtO CO 4^ЮОС^С00^4^^0^Сл4^Ю^^^^^ЮС04^0СО»--'
^^^^^^ооооооооооооооооооооооооооооооооооооооаэоооооооооооооооооооососооососоо
400C»COCDCDOOOb-MtObOWWWW^^^^(^OOG4^4COOOCXCOCOOO^^WWCO^ СЛ СЛ СЯ0)^Ч00сООО^ЮЮС0^^СлО5 (ЛЫСО СС jO О О
со соЪ> о 4^Ъо ю сл со со о о^сомелсою оГсо со чо ^^^ЪгЪо"ю"сл"соТо о towosV^ оо сл ю сл'со о кГсо'о со о о со о^ соо^^р^л^о^соо^а
С0н-с0^СлС0О00СлЮООС0О^4^ОС)С0Ю01н—^СОЮСлООЮ^СоООСосо
'ООООООООООООООООООООООООООООООО
нмОООООООООООООООООООООООООООООООООЮЮЮ^ЩЮСОЮЮЮЮЮЮОЮООООООСХООООООООСЮСОООООООООЧЧ
ООСОСОСООООООООО^^^О^ОС5СПСЛ<^4^Й^4^^СОСОСОЮЮЮИ— м^оОООЮООСЮЧаоСл01^^СОЮЮмОс$ЮСЮЧЧ0501^^00ЮЮ^'ОсООО
<^0^4^^00СдСОО^>^^ООСпЮсООСОООС00^4^^00<^ЮОСлЮ
№ОЧООС»СОЮОО^^^мммОООЮСОСХ)ООЧ05(^^СОмОЮЧСЛ^Ю005маз^(^ЮСОЮО
ОООООООС^ООО^С^О^ОС7эО^С^С750^000^0^000^00^0
сх>сюоооооооооооооооооос»ооооооооооооооооооооосососососоосососо<оюсососоооо
ЮСОСОСОС04^к^.4^4^СлСпСлО^О^О^^^ООСОООСОООО»—ь-ЮЮСОС04^
ОООСОСлаоОСОООЮСЛООЮСлЮСО^ОСЛСОСОООЮ^Ю^Ю^ЮСЮ4^00^ЮОО^СЛО

Продолжение табл. 3
U °С
| 35
36
37
38
39
40
42
44
46
48
50
52
, 54
56
58
60
62
64
66
68
70
80
90
100
ПО
120
130
140
Я, бар
1,490
1,539
1,590
1,641
1,694
1,748
1,860
1,978
2,102
2,231
2,366
2,508
2,655
2,810
2,971
3,138
3,314
3,496
3,686
3,883
4,088
5,240
6,619
8,253
10,168
12,393
14,959
17,896
v' • Ю3,
мъ\кг
0,6890
0,6901
0,6913
0,6925
0,6937
0,6949
0,6973
0,6998
0,7023
0,7048
0,7073
0,7099
0,7125
0,7151
0,7178
0,7205
0,7232
0,7260
0,7289
0,7317
0,7346
0,7497
0,7660
| 0,7838
0,8034
0,8252
0,8499
0,8785
v", м%\кг
0,1196
0,1161
0,1126
0,1093
0,1061
0,1030
0,09719
0,09174
0,08667
0,08194
0,07752
0,07338
0,06952
0,06590
0,06251
0,05932
0,05634
0,05353
0,05090
0,04842
0,04608
| 0,03626
1 0,02884
0,02315
0,01872
0,01523
0,01242
0,01014
Г, кдж\кг\
531,00
531,90
532,80
533,70
534,60
535,50
537,31
539,12
540,93
542,75
544,57
546,40
548,23
550,07
551,91
553,76
555,61
557,46
559,33
561,19
563,06
572,52
582,13
591,93
601,93
612,16
622,63
633,38
/", кдж1кг\
708,54
709,05
709,57
710,08
710,59
•711,10
712,12
713,13
714,14
715,15
716,15
717,15
718,15
719,14
720,12
721,11
722,08
723,05
724,02
724,98
725,93
730,61
735,10
739,39
743,43
747,19
750,60
753,60
г, кдж\кг
177,54
177,16
176,77
176,38
175,99
175,60
174,81
174,01
173,21
172,40
171,58
170,75
169,91
169,07
168,21
167,35
166,47
165,59
164,69
163,79
162,87
158,09
152,97
147,46
141,50
135,03
127,97
120,22
s', кднсЦкг • градц
1,1064
1,1093
1,1122
1,1151
1,1180
1,1208
1,1266
1,1323
1,1380
1,1436
1,1492
1,1548
1,1604
1,1659
1,1715
1,1770
1,1825
1,1879
1,1934
1,1988
1,2042
1,2310
1,2574
1,2835
1,3092
1,3346
1,3596
1,3843
у", кдж[(кг • град |
1,6826
1,6824
1,6822
1,6820
1,6818
1,6816
1,6812
1,6809
1,6806
1,6804
1,6802
1,6799
1,6797
1,6796
1,6794
1,6793
1,6792
1,6791
1,6790
1,6789
1,6788
1,6787
1,6787
1,6786
1,6785
1,6780
1,6771
1,6753
Вычисленные по известным
термодинамическим соотношениям с помощью уравнений B)
и C) значения теплоемкости паров фреона-11
при Р=105 н/м2 приведены ниже:
/, °с
30
40
50
70
100
150
200
250
Теплоемкость пара
ср=\ бар,
кджЦкг • °К)
0,583
0,590
0,597
0,611
0,629
0,655
0,676
0,694
Они отличаются от экспериментально
найденных Беннингом [4] значений теплоемкости
при нормальном атмосферном давлении на
3—8%. Разброс опытных точек Беннинга
достигает 5—9%.
Представленные в табл. 3 значения
удельного объема сухого насыщенного пара,
полученные совместным решением уравнений A)
и C), совпадают с экспериментально
найденными Павловой [6] значениями с точностью
0,1—0,3%, за исключением двух точек для
крайних температур, где расхождение
составляет 0,7—1,0%.
В связи с этим v" при крайних
температурах были вычислены также на основе
приведенных в справочнике [9] значений второго и
третьего вириальных коэффициентов для
фреона-11 и данных Павловой по давлению
насыщения. Найденные таким путем
величины v" оказались весьма близкими к
указанным в табл. 3.
Ряд значений удельных объемов кипящей
жидкости, приведенный в табл. 3,
соответствует правильной по форме кривой и с высокой
точностью (максимальное отклонение 0,07%)
совпадает с опытными данными,
приведенными в работах [4] и [6].
Помещенные в табл. 3 значения теплоты
парообразования соответствуют правильной
по.форме кривой и в диапазоне температур
—60-f- + 90°C совпадают с расчетными по
уравнению Клапейрона — Клаузиуса с
максимальным отклонением менее 0,1%. Для
диапазона температур 90—140°С расхождения
достигают 0,32%, что вызвано, вероятно,
неточностью уравнения C) при высоких
параметрах. Разница в величинах теплоты
парообразования, приведенных в табл. 3 и в работах
[5] и [6], не превышает 0,3%- Расхождения
между опытными данными [5] и [6], не
превышает 0,3%- Расхождения между опытными
20

Таблица 4
tt °с
—40
-20
о
20
50
^нов~ ^ст
¦^нов
%
—0,1
0,5
0,2
0,3
0,4
V —V
нов ст
»
V
нов
%
—0,05
—0,03
—0,03
—0,01
—0,03
V — V
нов ст
V
нов
%
0,1
0,2
—0,3
—0,2
0,7
гнов ~~ гст
>
гнов
%
0,3
0,2
0,0
-0,2
-0,2
нов ст
кбж\кг
—1,15
—0,65
0,00
0,57
1,11
i" — i" ,
нов ст
кдж\кг
—0,57
—0,36 |
—0,08
0,23 1
0,82 |
данными [5, 6] и старыми табличными [10, 11]
достигают 0,5%.
Вычисленные на основании табл. 3
значения теплоемкости кипящей жидкости с
точностью 1% соответствуют указанным в
работах [4] и [5].
Значения энтальпии и энтропии пара были
найдены с учетом уравнений A), B) и C) по
известным термодинамическим соотношениям
[2]. Значения энтальпии и энтропии кипящей
жидкости при 0°С приняты равными
соответственно 500,00 кдж/кг и 1,0000 кдж/(кг • град).
В табл. 4 приводятся расхождения между
данными старой и новой таблиц.
На основании полученных данных
составлена диаграмма i, \gP и таблица перегретых
паров фреона-11 для диапазона температур
—50-ч- + 250°С и давлений 0,03—25 бар.
ЛИТЕРАТУРА
1. BaehrH. D, Hi с ken E. «Kaltetechnik», 1965,
№5.
2. Б а д ы л ь к е с И. С. Рабочие вещества и процессы
холодильных машин. Госторгиздат, 1962.
3. R i e d е 1 L. «Z. fur die ges. Kalte—Industrie», 1939,
Dd. 46.
4. Eenning A. F. & oths. «Ind. Eng. Chem.», 1940,
№ 4-7.
5. О s b о r n D. W., Garner С S. «J. Amer. Chem.
Soc», 1941, № 63.
6. Павлова И. А. Холодильная техника. Сборник
научных трудов. Госторгиздат, 1955.
7. Albright L. F. & oths. «J. Amer. Chem. Soc»,
1954, № 76.
8. Bahro W. «Kaltetechnik», 1965, № 7.
9. Г у р в и ч Л. В. к др. Термодинамические свойства
индивидуальных веществ, изд. АН СССР, 1962.
10. «ASHRAE Guide and Data Book», 1961, New York.
11. Холодильная техника. Энциклопедический справоч*
ник, Т. 1, Госторгиздат, 1960.
УДК 637.56.037.1.004.4
ОХЛАЖДЕНИЕ И ХРАНЕНИЕ САРДИНЫ НА БМРТ В УСЛОВИЯХ ТРОПИКОВ
Я. И. АНДРУСЕНКО
Калининградский технический институт рыбной промышленности и хозяйства
Атлантическая сардина — ценное сырье для
выработки деликатесных консервов. Она
вылавливается круглогодично в различных
промысловых районах.
В условиях высоких тропических температур
стадия посмертного окоченения сардины
длится всего 1,5—2 ч, через 4 ч сардина становится
непищевой [1]. При больших (до 15 г) уловах
на одно траление и единовременной емкости
морозилок 6 г необходимо сохранить большую
часть улова до замораживания.
Сардина охлаждается на БМРТ морской
водой в ваннах емкостью 6—12 ж3,
установленных в рыбном цехе. Ванны оборудованы рас-
сольцыми батареями, подключенными к
рассольной системе охлаждаемых трюмов. Кроме
того, на верхней рабочей палубе установлены
дополнительно две ванны меньшей емкости, в
которых вода и рыба охлаждаются льдом.
Для выявления оптимальных режимов пер*
вичной обработки рыбы исследовался
принятый на судах процесс охлаждения и хранения
сардины в морской воде, другие режимы
охлаждения, а также эффективность применения
антибиотика—биомицина для длительного
хранения сардины перед замораживанием.
Опыты проводились с мая по октябрь во
время рейса БМРТ «Шевченко» в среднюю
Атлантику. Непосредственно на судне в
производственных условиях оценивали качество
сардин по органолептическим, физико-химическим
и бактериологическим показателям (летучие
21

Продолжи-
1 тельность
хранения, н
4
6
1 8
12
16
| 20
24
Температура
тела рыбы, °С
8
5
3
3
4
3
5
Состояние рыбы
и органолептические
показатели
( Л
{Стадия окочененияv
i i
1 i
Окоченение
закончено
Консистенция
ослаблена, имеется ло-
панец
Консистенция
слабая, лопанец, красно-
щечка, кисловатый
запах в жабрах
Летучие
основания, мг%
Нет
8
18
22
—
28
32
Небелковый
азот, %
0,62
0,65
—
0,68
0,65
Таблица 1
Обсеменен-
ность,
тыс 1см2
—
—
70
100
150
Набухание,
% к
первоначальному
весу
100,0
100,8
101,0
101,2
101,8
102,4

Продолжительность
хранения,
ч
1 4
12
16
20
24
* ТМА

Температура тела
рыбы, °С
2
2
1
1
2
4
—триметила
Изменение состояния
рыбы и ее качества
^Свежая стадия окоченения }
{ !
Окоченение закончено.
Мелкая имеет лопанец, краснощеч-
ка, сбитость чешуи
Ослабевшая консистенция,
краснощечка, кислый запах в
жабрах у отдельных
экземпляров
мин.
Летучие
основания,
мг%
Нет
1,3
19,0
—
ТМА*,
мг%
Нет
5,2
6,6

Небелковый азот,
%
0,58
0,56
0,64
0,59
Таблица 2
Обсеменен-
ность,
тыс! см2
Нет
100
Более 200
Набухание,
% к

начальному весу
100,0
100,2
100,9
101,4
101,8
102,1
основания, триметиламин, небелковый азот,
обсемененность).
Данные об изменении температуры и
качественных показателей рыбы при хранении в
охлажденной воде с температурой 2°С
приведены в табл. 1.
Как видно из табл. 1, охлаждение протекает
медленно: температура в теле рыбы достигает
8—10°С за 4 ч. За 8—12 ч ее удается снизить
до 3°С. Стадия посмертного окоченения
заканчивается через 16 ч. Азот летучих
оснований нарастает медленно. Содержание
небелкового азота вначале увеличивается, а затем
постепенно снижается. Поверхностная
обсемененность прогрессирует. Набухание
незначительно.
Было проведено несколько опытов по
охлаждению и хранению сардины в тех же условиях,
но с предварительным охлаждением воды до
0°С (табл. 2). Соотношение рыбы и воды
принимали 1 :2 и 1:3, чтобы иметь возможность
осторожно перемешивать пульпу. Так как
вода средней Атлантики соленостью 37% имеет
криоскопическую температуру — 2,2°С,
предварительное охлаждение ее до этой
температуры наиболее эффективно для быстрого
охлаждения сырца.
Предварительное охлаждение воды до 0°С
дает лучшие результаты. Посмертное
окоченение рыбы длится 20 ч, азот летучих оснований
обнаруживается только после 16-часового
хранения.
В табл. 3 приведены температурные и
физико-химические изменения при охлаждении и
хранении сардины в водоледяной смеси.
Соотношение рыбы и воды по весу было 1 :2, лед
составлял 60% к весу рыбы.
В этих условиях охлаждение происходит
очень медленно и неравномерно. Температура
рыбы достигает 8°С только через 2 ч и при
дальнейшем хранении не снижается.
Посмертное окоченение заканчивается через 7—8 ч. По-
22

Таблица 3

Продолжительность

нахождения рыбы в
Еодоледя-
ной смеси,
Температура,
°С
водоле-
дяной
смеси
тела
рыбы
Состояние рыбы
к я
ы
li
ТМА, мг%
я „
О, ^
" a S
° о л
Набухание, %
к
первоначальному весу
О
0,25
0,5
1
1,5
2
3
4
5
6
8
12
! 20
18
14
14
10
8
8
8
8
9
9
15
25
22
18
15
9
8
8
8
8
9
9
ю
Начало окоченения
Стадия окоченения
Окоченение закончено
3,2
16,7
Не обнаружено
То же
2,4
9
600
750
800
100,0
100,0
100,4
100,9
101,0
101,2
Таблица 4
Варианты
опыта
«о
5 «"

Продолжительность
стадии

посмертного
окоченения, **
й2
о з?
V «
я s
*" га
± о
«=: я
=?
^
мл,
е
»к
ю ь°
ебелко
зот, жг
к «в
ен-
Я с,
° о 5
Набухание
% к перво

начальному весу
Качество рыбы
II
III
2
3
6
2
19—20
16—18
12—14
19—20
19
24
18
44
4
8
4
12
0,6
0,5
0,5
—
70
200
60
400 !
102,0
102,6
101,4
103,0

Контрольный
Примечание. В начале хранения летучих оснований и ТМА не было.
Наличие лопанца, краснощечка,
слабая консистенция, глаза мутные
Наличие лопанца, краснощечка,
слабая консистенция
Наличие лопанца, краснощечка,
слабая консистенция, глаза мутные
Наличие лопанца, краснощечка,
слабая консистенция
еле этого срока качество рыоы резко
ухудшается, о чем свидетельствуют органолептиче-
ские данные, а также значительное накопление
летучих оснований и триметиламина.
Применение льда увеличивает количество
механических повреждений и лопанца.
Опыты по использованию биомицина для
удлинения сроков хранения рыбы проводились
в трех вариантах:
I — рыбу хранили в морской воде,
охлажденной до 2°С, содержащей 10 г антибиотика
на 1 т воды; для стабилизации антибиотика
добавляли лимонную кислоту до рН = 6,5;
II — рыбу погружали на 10 мин в раствор
биомицина (концентрация 15 г на 1 т воды),
после чего хранили в морской воде,
охлажденной до 3°С;
III — рыбу предварительно охлаждали
в морской воде до 3—4°С, затем хранили во
льду, содержащем 5 г антибиотика на 1 т льда
(расход льда — 50% к весу рыбы).
Во всех вариантах хранение продолжалось
24 ч.
В контрольном опыте рыбу хранили без
антибиотика в воде с температурой 2°С.
В табл. 4 приведены результаты опытов,
полученные через 24 ч хранения. Как видно из
табл. 4, применение биомицина резко снижает
поверхностную обсемененность рыбы
микроорганизмами, а также замедляет рост летучих
оснований и триметиламина.
Выводы
При охлаждении в воде со льдом
температура тела рыбы понижается только до 8—10°С.
После 8-часового хранения резко снижается
качество рыбы.
Рассольное охлаждение с предварительным
охлаждением воды до +1-=—1°С более
эффективно. Лучшим следует считать соотношение
рыбы и воды 1 :2. Лопанец появляется через
20 ч после начала хранения.
23

Применение биомицина во всех случаях
снижало поверхностную обсемененность
микроорганизмами, замедляло образование летучих
оснований и триметиламина. Качество рыбы
было лучшим, чем в контрольном варианте.
Однако через 20—24 ч обнаруживался лопа-
нец, что согласуется с теоретическими
положениями об инертности антибиотиков к
ферментативным процессам. При хранении рыбы
с применением биомицина наблюдается
помутнение глаз, что, по-видимому, объясняется
коагуляцией белка роговицы в результате
слабокислой реакции среды.
Кратковременное погружение рыбы в
раствор биомицина менее эффективно.
Поверхностная обсемененность в конце хранения была
такой же, как и в опытах без применения
биомицина, что объясняется, вероятно, снижением
концентрации антибиотика в процессе
хранения.
Содержание небелкового азота в первые
16—18 ч хранения рыбы в воде увеличивается
незначительно. В дальнейшем оно или
несколько снижается, или остается неизменным.
Можно считать, что суточное хранение рыбы не
вызывает экстракции азотистых веществ, что
вполне согласуется с литературными
данными [2].
Во всех опытах в первые часы хранения
рыба не набухала, так как мышечная ткань в
этот период находится в напряженном
состоянии. Наибольший привес (свыше 2%) дает
хранение рыбы при повышенных температурах
E—8°С) и наименьший при 1—2°С.
ЛИТЕРАТУРА
1. К о р ж о в а Ю. А. Переработка уловов сардины и
других рыб на БМРТ. «Рыбное хозяйство», 1960,
№ 4.
2. Cooper С. Chilling of the Pilchard. World
Fisheries Abstracts, 1958, vol. 9, № 4.
УДК 637.513.82:629.114—444.004.4
МИКРОБИОЛОГИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ОХЛАЖДЕННОГО МЯСА
ПРИ АВТОРЕФРИЖЕРАТОРНЫХ ПЕРЕВОЗКАХ И ХОЛОДИЛЬНОМ ХРАНЕНИИ
А. А. ДЕМИНА, Г. А. БАЛАНДИНА,
Л. А. МИШУЧКОВА — Всесоюзный научно-исследовательский
холодильной промышленности
институт
Для того чтобы определить возможность
перевозки охлажденного мяса автотранспортом
на расстояние 800—1300 км и последующего
хранения его на холодильнике, проведена
опытная транспортировка охлажденной
говядины с мясокомбинатов городов Губкина
и Азова в Москву и хранение ее на
холодильнике № 12.
Наряду с технологическими [1] проводились
и микробиологические исследования
охлажденного мяса (так как порча охлажденного
мяса вызывается микроорганизмами).
Результаты их приведены в настоящей статье.
Микробиологический контроль охлажденной
говядины осуществлялся на производстве
(после съемки шкуры, мокрого туалета,
охлаждения), по прибытии на Московский холодильник
№ 12 и при последующем хранении.
Контролировалась говядина I категории.
Мясо охлаждалось на мясокомбинате до
—0,5-*-+1°С (I режим) и до 2-f-4°C (II
режим). В процессе транспортировки
температура в кузове машины колебалась от +2 до
— ГС. На холодильнике мясо хранилось
при 0-.— ГС, относительной влажности 92%
и скорости движения воздуха 0,15 м/сек.
Для анализа в каждом опыте с трех полу-
туш (тазобедренной и лопаточной части,
разруба и пашины) брали срезы площадью
10 см2. Результаты исследований представлены
как средние значения по полутуше.
Микробиологический контроль состоял в
определении общего количества бактерий на
посевах в мясопептонный агар (МПА),
выращиваемых при 24°С; психрофильных бактерий
на МПА — при 24°С; плесеней на сусло-агаре
(СА) — при 2°С; бактерий протея (методом
Щукевича на МПА) — при 37°С.
Качественный состав микрофлоры мяса
определяли путем безвыборочного выделения
30 чистых культур бактерий из колоний на
МПА.
Исследования показали неравномерность
бактериальной обсемененности мяса после
съемки шкуры, что объясняется
неравномерным загрязнением отдельных полутуш при
съемке шкуры. Количество бактерий
колебалось от сотен до десятка тысяч на 1 см2.
После мокрого туалета содержание
бактерий увеличилось до тысяч, десятков тысяч на
1 см2 (рис. 1) в результате загрязнения мяса
щеткой-душем (на 10 см2 поверхности щетки
24

насчитывалось до 3 млн. бактерий. При
использовании одной щетки для обработки полутуш
разной степени загрязненности (особенно за-
каныженных) заражаются полутуши с
невысоким содержанием бактерий.
? 7
ц
$ s\
ч
ч
1
\
— —>
(
«.-*
»-«Ч
2jJ
u
Ll-f i
*-"^~j?
/. 2 3 4 5 6 7 8 сутки 1
\-т—Ы-ч в*
г' J
л
I
Рис. 1. Изменение количества бактерий на мясе
в процессе выработки, автотранспортировки и
хранения:
/ — первый режим; II — второй режим; а —
съемка шкуры и мокрый туалет; б, б' —
охлаждение; в, в' — автотранспортировка; г, гг —
хранение.
Изменение бактериальной обсемененности
мяса в процессе охлаждения зависит от
температуры и скорости охлаждения. При
охлаждении мяса в течение 20 ч до —0,5ч-+ 1°С
(I режим) количество бактерий увеличивалось
незначительно; при охлаждении в течение 39 ч
до 2—4°С (II режим) оно возросло до сотен
тысяч в результате размножения бактерий.
Таким образом, продолжительность
охлаждения и конечная температура мяса при
охлаждении существенно влияют на скорость
роста числа бактерий и, следовательно, его
бактериальную обсемененность.
После двухсуточной транспортировки мясо,
отгруженное при — 0,5ч-+ГС, имело
температуру около 0°С. Количество бактерий за этот
период увеличилось незначительно. Мясо,
отгруженное при 2—4°С, по прибытии на
холодильник имело температуру 3°С и более
высокое содержание бактерий. В период
транспортировки бактерии размножались быстрее на
мясе, охлажденном до 2—4°С (II режим).
В процессе дальнейшего хранения на
холодильнике опытной партии охлажденной
говядины число бактерий на мясе увеличилось и
через 6—7 суток достигло миллиона (I режим)
и десятков миллионов (II режим) на 1 см2
поверхности. На менее зараженных участках
насчитывались сотни тысяч клеток бактерий, а
на более зараженных — сотни миллионов на
1 см2. Бактерий протея на поверхности мяса
обнаружено не было.
На всех этапах технологического процесса
выработки количество плесеней на мясе
исчислялось единицами, а при хранении —
десятками на 1 см2 поверхности.
Определение качественного состава
микрофлоры мяса (рис. 2) показало, что после
охлаждения преобладали бактерии кокковой
формы, количество которых составило 88
(I режим) и 58% (II режим).
Бактерии палочковидной формы относились
к психрофильным рода Pseudomonas.
Количество их к концу хранения увеличилось до 48
(I режим) и 80% (И режим). Повышенное
содержание палочек во II режиме объясняется
большей обсемененностью мяса этими
бактериями при выработке и более активным
размножением их при хранении.
Результаты микробиологического контроля
охлажденного мяса совпадают с данными ор-
ганолептической оценки. По окончании
хранения мясо не имело признаков бактериальной
порчи (ослизнения и запаха), которые
появляются, когда количество бактерий достигает
107—108 клеток на 1 см2 [2]. Общее количество
бактерий к концу хранения было меньше
указанных значений.
%
100 \
50
Палочка
Кокки Дрожжи
1
8'
6
I Д
Рис. 2. Изменение качественного состава бактерий
на охлажденной говядине при I и II режимах
охлаждения:
а — после мокрого туалета; б, б' — после
охлаждения; в, в' — после автотранспортировки: г, г'—
после б—7 суток хранения.
Мясо было снято с хранения, так как
изменился его товарный вид: оно приобрело
темно-красный цвет, несколько потемнело в
области шеи и конечностей, слегка увлажнилось на
поверхности.
Опытами установлено, что
продолжительность хранения охлажденного мяса на
холодильнике при 0-^—1°С после двухсуточной
транспортировки составляет 6—7 суток, если
бактериальная обсемененность при закладке
на хранение не более сотен тысяч клеток на
1 еж2 поверхности.
4 Зак. 4525
25

Для увеличения сроков хранения
охлажденного мяса необходимо улучшить санитарные
условия производства на мясокомбинате,
более тщательно проводить мокрый туалет,
менять и дезинфицировать щетки-душ в течение
смены, при нутровке не допускать загрязнения
(заканыживания) полутуш, применять
интенсивное охлаждение мяса с доведением его
температуры до 0°С, поддерживать требуемый
температурно-влажностный режим (темпера-
При исследовании холодильных установок,
в которых в качестве рабочих веществ
применяются смеси холодильных агентов,
целесообразно пользоваться диаграммой
концентрация-энтропия. Она позволяет оценить
тепловые потери всей установки и отдельных ее
элементов.
Метод построения ?, ^-диаграммы для
идеальных и реальных растворов заимствован из
работы [1]. В качестве конкретных примеров
приводится построение ?, s-диаграмм для
смесей фреонов-12 и 13 и фреснов-12 и 22.
Наличие достаточных опытных данных для
смеси фреонов-12 и 22 дает возможность
рассчитать с некоторыми допущениями ее
термические и калорические свойства и построить
|, 5-диаграмму.
Для расчета смеси фреонов-12 и 13 можно
применить законы идеальных растворов, так
т
как близость критериев подобия Gu = ——
мер
и Me = lg/\p компонентов, а также сходство
химического строения молекул позволяет
считать эту смесь идеальным гомогенным
раствором [2], что экспериментально подтверждено в
работах [3, 4].
Приводим вывод расчетной формулы для
определения энтропии гомогенных растворов
[1] с использованием широко известного
уравнения состояния Битти-Бриджмена.
Для любой гомогенной смеси, находящейся
в произвольном агрегатном состоянии при
давлении Р и температуре Т, энтропия может
быть определена следующим образом:
5 = s*-f A S, A)
тура воздуха от 0 до —ГС, влажность 90%)
во время транспортировки и холодильного
хранения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Куликовская Л. В., Петрухина Э. П.
Авторефрижераторные перевозки охлажденного мяса.
«Холодильная техника», 1966, № 3.
2. Но сков а Г. Л., Пек Г. Ю. Микробиология
холодильного хранения пищевых продуктов. Госторгиз-
дат, 11960.
где 5* — энтропия смеси в идеально
газовом состоянии при данной
температуре Т и весьма малом
давлении Р*;
As — изменение энтропии раствора при
изотермическом переходе от
идеально газового состояния к
данному.
Энтропия одного моля бинарной смеси
идеальных газов равна
5* = A - N) s* + Nsl + A s*, B)
где s* и s* — мольные энтропии чистых
компонентов смеси
идеальных газов при Я* и Г;
As* — увеличение энтропии при
смешении идеальных
газов, возникающее из-за
необратимости смешения.
Для идеально газового состояния смеси
величина As* может быть определена из
термодинамических соотношений. Тогда выражение
B) примет вид
5* = A —N)s* + Nsl —
— ARl(l—N)ln(l-NJ+NlnN], C)
где А — тепловой эквивалент работы;
R — универсальная газовая постоянная.
Энтропия перегретого пара определяется из
• соотношения
tit) = -Л(-*Ц . D)
\дР )т \ дт)Р ' }
В процессе изотермического сжатия от
давления Р*, соответствующего идеально газово-
УДК 621.564,25@84.21)
ДИАГРАММЫ КОНЦЕНТРАЦИЯ-ЭНТРОПИЯ ДЛЯ СМЕСЕЙ ФРЕОНОВ
Канд. техн. наук В. Ф. ЧАЙКОВСКИЙ, Ч. Б. ГРАНИК — Одесский технологический институт пищевой
и холодильной промышленности
26

му состоянию смеси, до данного давления Р
изменение энтропии определяется равенством
Окончательно выражение A) запишем
следующим образом:
5 = A - N)s\+Ns\ - AR [A - N) In A -N) +
р
+ NlnN]-A§ (-ff)pdP. F)
p*
Интеграл берется вдоль соответствующей
изотермы Т.
Используем уравнение Битти-Бриджмена,
разрешенное относительно v, [5]:
RT
+ Во
В0ЬР
RT
В0сР
T*R
Тогда
\дТ)р
R_ . ВфР
Р RT2
, 4ВлсР
+
--*- +
J-3
, Л0аР
R2T2
Зс
т.*
Лр
В0ЬсР2
R2T5
Ло
RT
5 ВфсР2
R2T6
2А0аР
+
G)
Г5/? RT2 R-T3
Интегральная поправка E) примет вид
Р , Вф IР2 (Р*J
(8)
J \дТ )р Р
+
RT2
(Р
¦ JjI (El
' RT2\2
p..,, __ 2До_ /P^ _ (Р*У \
R2T* \ 2 2 /
)
3c
+ -^-(P-P*) +
P2
4B0c /P2
?0C / P* (Р*УЛ
R \ 2 2 )
5B0bc /Рз (Р*)зч
#2Г6 \ 3 3 / V
Г5
5 BQbc
Теперь можно вычислить энтропию
газообразной бинарной смеси по уравнению F),
используя выражение для интегральной
поправки (9).
Диаграмма g, s для идеальной смеси фрео-
нов-12 и 13. Построение диаграммы
начинается с нанесения изотерм в области пара [1].
Энтропия газообразной бинарной смеси
вычисляется по уравнению
s=— [A-Л^M*2 + Л^з]-Л/? • 4,1868 X
Н-см
x[(i
- 4Д868Л
N)\n(\-N) + N\nN\-
RT2 \ 2 2 /
+ _^(p_l)_2jVf?l__L) +
RT*y ' R2tA 2 2 '
Т* V ' Г5# \ 2 2 /
(у-у)] к&ю/(кг.°К).
5?06с
A0)
Здесь
Р — кг\м\ Т-
° К, А = — ккал'кгм,
427
# = 848 — к гж/(к г ¦ ° К),
^см
^СМ = 1*12 A — N) + [Х13 N, [Х12 :
14, = 104,47.
120,92,
Применение таких единиц для Р и R
диктуется стремлением сохранить числовые
значения постоянных по уравнению
Битти-Бриджмена для чистых веществ.
Значение констант по уравнению Битти-
Бриджмена: для фреона-12 Л = 8,26, а =
= 7,25Х Ю-4, 5 = 1,21 X Ю-3, 6 = 2,47Х Ю,
с-18,39ХЮ3; для фреона-13 Л = 7,26, а =
= 7,02-Х Ю-4, В= 1,17ХЮ-3; 6 = 2,39хЮ;
с = 8,57 XI О3.
Для смесей фреонов при различных
концентрациях необходимо дополнительно
вычислять константы. Для уравнения
Битти-Бриджмена применяется следующий метод
комбинирования констант в зависимости от N [5]:
(A0)\P = (A0)\^(l-N) + (A0)]^N,
{B0)cu = (B0)a(l-N) + (B0)uN,
«см = «12 A — jV) + a13N,
bcu = b12(\-N) + briN,
cCM=ci2(\-N) + c13N. A1)
Для вычисления энтропии смеси фреонов-12
и 13 в идеально газовом состоянии s*
используем данные по теплоемкости этих фреонов
при постоянном давлении, приведенные в
литературе [6]:
( ср IО=г7,270893+0,\21Ш1Т'кдж1(моль • °К),
A2)
[cP9)lz= 13,134971 +0,238118Г —
- 0,000192 Р кджЦмоль • ° К). A3)
Используя сРо , можно определить s* из
следующей зависимости:
т
,._j
dT
const.
A2')
273,15
4*
27

Рис. 1. Диаграмма g, 5 для давления 1 бар.
Для вычисления выражения A2х)
принимаем за исходную точку Р=\ бар и
Г = 273,15°К.
Для определения постоянной, как обычно
принято в холодильной технике, считаем
s' = 4,1868. кдж\(кг - °К) при 7 = 273,15° К,
тогда
s* = 585,346878 + 37,270893 In
273,15
+
+ 0,121166G-273,15) кдж&моль • ° К), A4)
5*3 = 503,004245 + 13,134971 In
+ 0,238118(Т-
273,152
273,15
273,15) —
) кджЦмоль • ° К).
-0,000192 (—
Так как энтропия газа даже при низких
давлениях существенно зависит от. давления, то
были вычислены по уравнению A0) серии
изотерм при различных Р = const. Расчеты велись
на электронно-вычислительной машине
«Минск-1». Далее по имеющимся g,
/-диаграммам были построены в g, s-диаграммах (при
Р = const) линии сухого пара, которые затем
совмещались в общую диаграмму области
парообразования.
Кривые кипения и изотермы в области
жидкости строятся следующим образом [1].
Вычерчивается пограничная кривая пара
при Р=1 бар. Для некоторой точки 2 на этой
кривой находим равновесную с ней точку 1 на
кривой кипения при помощи построения,
приведенного на рис. 1. Проводим касательную
АС к изотерме в точке 2 к затем откладываем
на ординате g = gi отрезок ^- от точки А
вниз. Это построение соответствует уравнению
фазового обмена
?12
Т
«.-*.-<«.-«(?),,
Величины (/i2 берем из имеющейся g,
/-диаграммы (рис. 2). Таким образом, наносим
кривую кипения для всех составов при Р=1 бар.
Энтропия жидкости, например, в точке е
находится по уравнению
s,=
-j
dT
A5)
где Cf — теплоемкость жидкости.
При расчетах в области жидкости
допускаем, что калорические свойства жидкости
практически не зависят от давления. При таком
допущении изотермы жидкости при всех
рассматриваемых давлениях будут тождественны.
Рис. 2. Диаграмма g, i для давления 1 бар.
28

ОЛ ОА 0,6 0,8 ?13,кг/кг
Рис. 3. Диаграмма g, s для смеси фреонов-12 и 13.
Теплоемкость жидкой смеси [7]
Hf-)E+A-^+^' A6)
где Су и с'' — теплоемкости чистых
компонентов жидкой смеси;
qt — теплота смешения.
Так как смесь принята идеальной, то <7* = 0,
тогда
с/ = A-6)(с/Iа + Е(с/I3.
Ofi 0Ци>**/к*
Рис. 4. Диаграмма g, s для смеси фреонов-12 и 22.
Для фреона-12 [2]
cf = 0,534152 + 1,465380 . 10~3Г кджЦкг • °К),
A7)
для фреона-13 (формула выведена по методу
наименьших квадратов по данным Риделя [6])
29

9 = 0,942857 - 3,915244 . 1(Г3Г +
+ 1,781902 • 1(Г5 Г кдж\(кг • ° К). A8)
Для построения изотермы 273,15°К
справедлива формула
J273,15
Т при Р=1 бар '? = const
273,15
I
-f-dT.
т
Т при P=l бар
Все остальные изотермы наносим по точкам,
найденным по уравнению
273,15
S,
273,15
?7i?=const —j
т
Затем с помощью |, /-диаграммы строим,
как обычно, кривые кипения.
На рис. 3 приведена g, s-диаграмма для
смеси фреонов-12 и 13.
Диаграмма |, s для смеси фреонов-12 и 22.
Область парообразования данной смеси
определяется аналогично смеси фреонов-12
и 13.
Энтропия газообразной бинарной смеси
вычисляется по уравнению
гсм
Л/L + ЛЪ*22] _ 4,18684/? >
X [A - iV) In (I - Л0 + vVln N] -
— 4Л868Л
Г4
ЪВ0Ьс
R2T6
RT2\2 2 /
(Я-1) +
4gp?
г5#
(f-i)-
(f-D
(т~т)] **** • °k>- A9)
Здесь обозначения и размерности такие же,
как и в уравнении A0)
р.13 = 120,92, р22 = 86,48.
Постоянные по уравнению Битти-Бриджме-
на для чистых веществ [8] следующие:
для фреона-12 Л0 = 8,26, а = 7,25.К)-4, В0 =
= 1,21 • Ю-3, 6 = 2,47- Ю-4, с= 18,39- Ю3;
для фреона-22 А0= 12,39, а = 8,11 • 10~4, В0 =
= 1,35 - Ю-3,. 6 = 2,76 - Ю-4, с= 18,09 • 103.
Комбинаторика констант неизменна.
Для вычисления энтропии смеси фреонов-12
и 22 в идеально ?азовом состоянии используем
данные по теплоемкости этих веществ [2]:
[сРоJ2 = 26,359004 +0,093053Т кджЦмоль • °К),
B0)
J22
441,730846 + 26,359004 In
273,15
+
+ 0,093053G-273,15) кджЦмоль • К0), B1)
5*2 = 585,346878 + 37,270893 In
273,15
+ 0,121166(Т-273,15) кджЦмоль - °К). B2)
По уравнению A9) были вычислены
изотермы в области перегретого пара и затем по
|, /-диаграмме построены линии конденсации.
Методика нахождения изотерм и
пограничных кривых кипящей жидкости для реальной
смеси учитывает теплоту смешения в жидкой
фазе. Так как существует реальная |,
/-диаграмма, которая позволяет определить эту
теплоту смешения, то теплоемкость жидкой
смеси можно вычислить методом графического
дифференцирования
4 =
\ыК
B3)
Диаграмма §, s для смеси фреонов-12 и 22
приведена на рис. 4.
Построенные диаграммы могут быть
использованы в инженерных расчетах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Кириллин В. А., Шейндлин А. Е.
Термодинамика растворов. Госэнергоиздат, 1956.
2. Б а д ы л ь к е с И. С. Рабочие вещества и процессы
холодильных машин. Госторгиздат, 1962.
3. Л а т ы ш е в В. П. Давление насыщенного пара
смеси фреона-;Т43 и фреона-'1'42. «Холодильная
техника», 1966, № 7.
4. Ч а й к о в с к и й В. Ф., Кузнецов А. П.,
Лось В. И., Ч е р т о к В. Д., Гран и к Ч. Б.
Термодинамические свойства смеси Ф-12—Ф-13.
«Холодильная техника и технология», 1965, № 2.
5. Додж Б. Ф. Химическая термодинамика. ИЛ, 1950.
6. Plank R. <«Hacndbuch der Kaltetechnik», Bd. 4;
Springer—Verlag, Beonlin, 1956.
7. Бошнякович Ф. Техническая термодинамика.
Госэнергоиздат, 1956:
8. Перельштейн И. И. Исследование
термодинамических свойств холодильных агентов.
Госторгиздат, 1962.

НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ДЛЯ РАЙОНОВ С ВЛАЖНЫМ ТРОПИЧЕСКИМ КЛИМАТОМ
В. И. МАТВЕЕВ — Гипрорыбпром
Опыт проектирования, монтажа, наладки и
эксплуатации холодильных установок для
районов с влажным тропическим климатом выявил
ряд специфических особенностей.
Прибрежным районам с влажным
тропическим климатом свойственны недостаток или
отсутствие пресной воды, высокие
температуры морской воды, достигающие в прибрежной
полосе закрытых гаваней в жаркое время года
36—38°С, повышенная агрессивность воды и
резкое биологическое обрастание
оборудования, питаемого морской водой, в частности
конденсаторов, что требует применения ряда
мер, например хлорирования воды. В этом
случае при выборе конденсаторов принимают
минимальную удельную теплоотдачу с
квадратного метра и обеспечивают не менее 50%
резервной поверхности. Предусматривается
повышенный расход воды через конденсаторы
и нагрев ее не более чем на 2—2,5°С.
Поэтому наиболее целесообразно водоох-
лаждение с оборотной системой питания
конденсаторов. Однако в ряде случаев высокая
влажность наружного воздуха не позволяет
эффективно использовать градирни.
При выборе параметров воздуха для
расчета градирен руководствуются
метеорологическими данными длительного стояния
температур и влажностей воздуха на 13 ч наиболее
жаркого месяца или среднесуточными
параметрами этого месяца.
Для районов с влажным тропическим
климатом правильнее проводить почасовой анализ
параметров воздуха за каждые сутки наиболее
жаркого месяца.
В ряде районов с влажным тропическим
климатом изменение температуры наружного
воздуха и его относительной влажности обратно
пропорционально. Днем, при высокой
температуре, относительная влажность уменьшается,
а ночью, с уменьшением температуры,
увеличивается, что, несмотря на высокие
неблагоприятные среднесуточные параметры, делает
достаточно эффективными градирни
различных типов, особенно сотовые пленочные. В
последних обеспечивается высокая удельная
тепловая нагрузка на 1 м2 площади (до
42000 ккал/ч) и минимальный унос и-
испарение воды @,6%).
По результатам проведенных во ВНИХИ
испытаний этих градирен с имитацией
тропического климата в табл. 1 указана степень
охлаждения, т. е. превышение температуры
охлажденной на градирне воды над
температурой воздуха по влажному термометру.
Таблица 1
Температура
воздуха, ®С
25
1 28
31
! 34
Превышение температуры охлажденной на гра-
дирне воды над температурой воздуха, °С при
относительной влажности вэздуха, %
90 | 80 | 75
1,2
1,7
0,3
0,3
3,0
5,0
0,2
1,0
3,0
70 | 65 1 СО ¦
2,5
1,4
1,0
В некоторых районах соотношение
параметров воздуха стабильное и относительная
влажность высокая в течение всех суток.
В табл. 2 и 3 приведены данные
многолетних метеорологических наблюдений для
Африканского побережья Красного моря за пять
наиболее жарких месяцев.
Таблица 2
Месяцы
Температура
наружного
"воздуха, °С
13 ч 19 ч
Относительная
влажность, %
13 ч 19 ч
Май . . .
Июнь . .
Июль . .
Август .
Сентябрь
31,3
32,0
133,2
32,1
33,7
33,7
35,0
35,5
35,6
34,7
33,7
34,1
34,4
33,7
33,7
95
95
90
93
96
89
86
86
85
83 1
92
93
90
90
94
Таблица 3
Месяцы
Температура, °С
влажного
термометра
8 ч 13 ч 19 ч
морской воды
Ъч 13 ч
19 ч
Май . . .
Июнь . .
Июль . .
Август .
Сентябрь
27,4
30,7
30,7
зол
29,3
30,2
32,3
34,5
31,5
31,2
31,7
30,9
30,5
31,7
30,3
32,4
32,5
33,1
31,3
32,1
33,9
33,9|
33,9
34,3
34,3
34,0
33,7
33,0
33,5
32,8
В этом случае использовать градирни
невозможно и целесообразно переходить на
фреон-12, который допускает работу с высокими
температурами конденсации (до 60°С).
31

Необходимо обратить особое внимание на
защиту конденсаторов и водяных систем от
коррозии в результате агрессивного
воздействия морской (а иногда и пресной) воды.
Например, в ЙАР и на Кубе пресная вода
содержит значительное количество агрессивных
солей, в частности, имеет общую жесткость в
СОзСа — 226 кг/л A2,7 нем. град.),
бикарбонатов (С03Н) — 263,5 кг/л, кальция (Са) —
84,7 кг/л, рН = 7,6. Для воды, питающей
холодильные установки, предельные нормы би-
карбонатной жесткости 13 нем. град, и рН—7.
В морской воде (особенно в Красном море)
это содержание значительно выше.
Обследование холодильников,
расположенных в районах с аналогичными условиями
показало, что после трех лет эксплуатации
вертикальные кожухотрубные конденсаторы
полностью вышли из строя из-за коррозии.
Обследованием действующей
электростанции в районе Красного моря установлено, что
максимальный срок службы водяных насосов
2 года, их деталей (крыльчаток, валов
и т. п.) — 3—4 месяца. Водяные стальные
трубопроводы разъедаются до свищей, особенно
в местах сварочных стыков и изгибов труб.
Задвижки меняют ежегодно.
В этом свете необходимо использовать опыт
ЛТИХП по антикоррозийной защите
конденсаторов лакировкой внутренней поверхности
труб, бакелитовым лаком либо
предусматривать на конденсаторах двойные протекторы на
каждую трубу, а для водоводов применять
оцинкованные трубы.
В связи с вышеизложенным в ряде случаев
имеет место повышенная температура
конденсации холодильного агента, предельная для
холодильных аммиачных машин, т. е. 40°С
и выше, в то время как в настоящее время все
аммиачные машины (ГОСТ 6492—53 и 61)
выпускаются для работы при температуре
конденсации, не превышающей 40РС, и испытыва-
ются на заводском стенде при ^К=35°С.
В этих условиях, как показал опыт, на
крайних значениях температур кипения
компрессоры, как одноступенчатые, так и особенно
двухступенчатые, однокорпусные типа ДАУ
работают ненадежно, а при /0 = -"-15^—-25°С ни
один из них уже неработоспособен:
одноступенчатые — из-за недопустимо высокой
степени сжатия и разности давлений на поршень, а
двухступенчатые — из-за несоответствия
соотношения объемов цилиндров условиям
высоких температур конденсации. В результате
недопустимо повышается промежуточное
давление и становится возможным нарушение
смазки группы движения цилиндров высокого
давления.
Поэтому для холодильников в районах с
тропическим климатом в двухступенчатых
схемах (t0=—15,—35,—40°С) следует
применять на обеих ступенях одноступенчатые
аммиачные компрессоры блоккартерного ряда
моделей АВ-100, АУ-100, АУУ-400 или
агрегаты типа АДС, рассчитанные на разность
давлений 12 кг/см2 (fK=40°C). В этом случае
правильный подбор соотношения объемов
цилиндров может обеспечить оптимальное
распределение давлений по ступеням сжатия при
переменных температурах конденсации
(допустимы отдельные превышения ее расчетной
величины на 2—3°С, т. е. до 42—43°С) и
надежную работу механизмов движения.
На режиме /0 = —40°С соотношение объемов
цилиндров должно быть 0,25 для
поддержания промежуточного давления не выше
3,0 ата.
На режиме с t0 = —25-.—15°С —
соответственно 0,5 и 5,5 ата.
Для обеспечения стабильных температур
конденсации рекомендуется применять непре-
рывнодействующие автоматические
воздухоотделители.
В условиях тропического климата даже
после непродолжительной стоянки компрессоров
в нагнетательных трубопроводах
конденсируется жидкость, которую перед запуском
машины необходимо спускать в ресивер.
Учет перечисленных особенностей работы
холодильных установок в районах с влажным
тропическим климатом, выявленных в
результате наладки и пуска, поможет обеспечить
надежную работу аналогичных предприятий в
дальнейшем.

-О
БМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.313:621.57.041—52
ПОДКЛЮЧЕНИЕ КАТУШЕК МАГНИТНЫХ ПУСКАТЕЛЕЙ
ИЛИ КОНТАКТОРОВ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ КОМПРЕССОРОВ
При автоматизации холодильных установок
особенно важно обеспечить надежное
отключение электродвигателя компрессора в случае
возникновения опасных отклонений от
нормального режима работы. В связи с этим
предъявляются повышенные требования к
выбору приборов контроля технологических
параметров электроаппаратуры, осуществляющей
соответствующие логические операции, а
также к принципу построения схем защиты
компрессоров.
Однако не всегда уделяется должное
внимание способу подключения катушек
магнитных пускателей или контакторов
электродвигателей компрессоров. В ряде случаев
неправильное подключение пускателя может
привести к аварии.
На холодильниках, как правило, в схемах
управления электродвигателями компрессоров
используется способ подключения катушек
магнитных пускателей или контакторов в
межфазное напряжение через предохранители 4П
и 5П (рис. а). Иногда применяют схемы
только с одним предохранителем 4П.
Предохранители 4П и 5П защищают цепи управления при
замыкании проводов на землю либо между
собой.
Однако при замыкании на землю провода
в точке Б (см. рис. а) нажатием аварийной
кнопки КА пускатель не отключается, так как
его катушка оказывается включенной на
фазное напряжение, превышающее то, которое
необходимо для отключения пускателя. По этой
же причине пускатель не отключится при
нажатии кнопок КА и КС в случае замыкания
проводов в точках В, Г и Д. При замыкании на
землю проводов в точках Г и Д пускатель не
отключается и при размыкании контакта реле
автоматического управления РУ, которое мо-
. жет требовать немедленного отключения
компрессора по защите в связи с возникновением
опасных отклонений от нормальных режимов
работы (например, повышение уровня жидкого
аммиака в отделителе жидкости* повышение
давления нагнетания и др.).
1П\2П
III
пм
зп
5П
к
idLA M б кс
~ж
,Л77
Г Г I " " " ! .// II РУ Г
ш2
Авт. / Руч
Отнл
W
\2П
Ф Ф1
ПМ
зп
к
VI
а КА g КС о КУ г М ~ Ш
црт
^
А 6т. I 'Руч.
Откл.
РУ |
—ц
Элементная электрическая схема управления
электродвигателем автоматизированного компрессора:
а — существующая; б — рекомендуемая; КА — кнопка
аварийного отключения; КС — кнопка «Стоп»; КП —
кнопка «Пуск»; КУ — ключ режима управления; ПМ —
пускатель магнитный (или контактор); \П—5/7 —
предохранители; РУ -— контакт реле автоматического
управления.
Вместо предохранителей 4П и 5П лучше
устанавливать двухполюсный автоматический
выключатель (рис. б), который отключает
катушку пускателя при замыканиях в любой из
точек от А до Е.
В настоящее время указанные
автоматические выключатели предусматриваются в схе-
33

мах автоматического управления аммиачными
компрессорами и агрегатами,
разрабатываемых институтом «Пищепром-автоматика».
Однако многие компрессорные установки еще не
автоматизированы либо автоматизированы по
схемам, разработанным до 1965 г. Схемы
защиты этих установок должны быть оснащены
автоматическими выключателями.
При эксплуатации фреоновых холодильных
установок с реле давления РД-1 наблюдается
изменение настройки блоков высокого и
низкого давления без вмешательства человека.
Такое саморазрегулирование прибора может
быть вызвано следующим:
винт регулировки диапазона блока низкого
давления вращается под действием вибрации
от работающего компрессора. В этом случае
на головке винта необходимо установить
фиксирующую планку;
двуплечий рычаг касается регулировочной
гайки блока высокого давления, в
результате создается дополнительное усилие,
препятствующее повороту рычага, что приводит к
изменению давления срабатывания. Винт
необходимо отогнуть от рычага;
засорение капилляров в штуцерах прибора
вызывает несвоевременное срабатывание,
поэтому обязателен периодический контроль1.
Кроме того, в процессе эксплуатации реле
РД-1 изнашивается резьба М12Х1 на
штуцерах сильфонов; износ ускоряется при
неаккуратном наворачивании накидной гайки на
резьбу. При отсутствии запасных узлов силь-
1 А р ш а н с к и й Я. Н., Яновский С. И.
Монтаж и обслуживание приборов автоматики и контроля.
Изд-во «Пищевая промышленность», A964.
Рекомендуется устанавливать
автоматические двухполюсные выключатели типа АП-50
в карболитовом или металлическом кожухе и
располагать их рядом с магнитными
пускателями.
И. А. ВОЛОДАРСКИЙ, Г. Е. ЗАВЕЛИОН —
институт «Пищепромавтоматика»
фонов восстановить работоспособность
прибора можно следующим образом.
Штуцер с резьбой М12Х 1 следует проточить
на токарном станке и плашкой нанести резьбу
М10Х1; изготовить переходной штуцер с внут-
Присоединительное устройство к РД-1:
I — штуцер сильфона РД-1; 2 — переходник;
3 — свинцовая прокладка
ренней резьбой MIOxl и с наружной резьбой
М12Х1 и установить на прибор. Для
уплотнения между переходником и штуцером
применяется свинцовая прокладка. Чтобы она со
временем не закрыла капиллярное отверстие в
штуцере, в переходник вставляется стальная
трубка с зазором 0,2—0,4 мм (см. рисунок).
А. Г. ГАШЕВ
УДК 621.318.5
ИЗ ОПЫТА ЭКСПЛУАТАЦИИ РЕЛЕ ДАВЛЕНИЯ РД-1

УДК 621.86
ВОССТАНОВЛЕНИЕ И УСИЛЕНИЕ ГРУЗОПОДЪЕМНОЙ РАМЫ
АККУМУЛЯТОРНЫХ ПОГРУЗЧИКОВ
Для выполнения грузовых работ на
холодильниках используют универсальные
аккумуляторные погрузчики 4004 и 4004 А. Их
грузоподъемный механизм изнашивается быстрее
самой машины, особенно при грузовых
операциях с ручными тележками, груженными
тушами мяса, и в меньшей степени при грузовых
операциях, с тарными грузами.
Туши мяса на тележке располагаются, как
правило, неравномерно, и центр тяжести груза
не всегда совпадает с поперечной осью
грузовой тележки. В результате под действием
поднимаемого груза перекашивается каретка
грузоподъемника, повышается износ
направляющих катков и деформируется подвижная
внутренняя рама. Грузоподъемный механизм
становится непригодным для дальнейшей
эксплуатации.
Чтобы восстановить и усилить внутреннюю
грузоподъемную раму, изготовляют
специальный станок для правки (рис. 1), который
представляет собой сварную конструкцию из
швеллера № 8 или № ТО и уголка 100X120, а
также раму-вкладыш (рис. 2).
Полностью разбирают грузоподъемный
механизм, укладывают внутреннюю раму на
станок, вращая воротком четыре винта на
боковой стенке станка, сжимают стойки рамы на
40—70 мм и оставляют ее в сжатом положении
на 1—2 дня. Ослабляют винты и
изготовленным шаблоном (металлическим или
деревянным) проверяют параллельность стоек рамы.
Если рама не приняла правильного
положения, сжатие повторяют, при этом
невыровненные участки подогревают керосинорезом или
автогеном.
Полки стоек-швеллеров выправляют, для
чего внутреннюю раму грузоподъемного
механизма устанавливают в станок на ребро,
вкладывают раму-вкладыш и, если нужно, применяют
при восстановлении.
С помощью шаблона контролируют
параллельность полок стойки-швеллера и зачищают
сегментные направляющие на внутренней и
наружной рамах.
Для усиления внутренней рамы
грузоподъемного механизма и его сборки на внутренней
раме устанавливают верхний и нижний
направляющие катки. Изношенные катки (с
коническим сечением) заменяют или
изготовляют новые размером, равным расстоянию
между сегментными направляющими наружной
рамы.
Далее устанавливают средние катки. С
помощью прокладок под кронштейны доводят
зазор между катками и наружной рамой до
1—2 мм.
1S00
Рис. 1. Станок для правки внутренней рамы:
1 — швеллер; 2 — уголок.
-?
:^/^/Я
5
W2
+4
1700
¦^-г^-у
'Ш8еллер№$
Рис. 2. Рама-вкладыш.
~Wb
J
Рис. 3. Схема расположения швеллера:
1 — направляющие катки; 2 — рама; 3 — швеллер.
Два швеллера № 8 длиной 1450 мм
приваривают к наружным стенкам внутренней
рамы от верхней перекладины до первого
направляющего катка. Во избежание коробления
свариваемых швеллеров сварку выполняют
прерывистым швом. Швеллер № 8
укладывают на усиливаемую раму не параллельно
краям стойки, а так, чтобы оси швеллера и
направляющих катков совпадали (рис. 3).
35

Для усиления перекладины верхней
внутренней рамы к ней со стороны водителя прива-.
ривают швеллер № 8 длиной 520 мм.
Собирают каретку грузоподъемного механизма.
Средние направляющие катки каретки
поворачивают на осях-эксцентриках, доводя зазор между
ними и внутренней стенкой рамы до 1—2 мм.
Рис. 4. Крепление верхнего
катка после усиления рамы
(вид сверху):
/ — каток; 2 — наружная
рама; 3 — внутренняя рама.
Снимают кронштейны с катками с верхних
стоек неподвижной наружной рамы.
Газосваркой удаляют усиление кронштейнов катков на
полках швеллера.
На вертикальных стойках наружной рамы
на расстоянии 25 мм от их верхнего конца
вырезают окна размером 5.0X30 мм.
Изготовляют новые кронштейны катков и
приваривают их с наружной стороны рамы
(.рис. 4). Осями-эксцентриками регулируют
неподвижный зазор между катками и наружной
стороной внутренней рамы @,5—1 мм).
Изготовляют и устанавливают ограничители
движения внутренней рамы.
Собирают грузоподъемный механизм и
испытывают его под нагрузкой, на 10%
превышающей номинальную.
Целесообразно усиливать внутреннюю раму
до начала ее деформации. В этом случае срок
ее службы увеличится в большей степени, чем
при восстановлении.
А. В. ПАНЮШКИН —
Владивостокский холодильник
Росмясооыбторга
УДК 621.565.59:637.1
ПЕРЕДВИЖНОЙ МОЛОКОПРИЕМНЫЙ ОХЛАДИТЕЛЬНЫЙ ПУНКТ
Для приемки, переработки и охлаждения
молока и сливок непосредственно на
пастбищах необходимы приемные пункты с
комплексным технологическим и холодильным
оборудованием. Создание таких пунктов усложняется,
если места пастбищ постоянно меняются.
С целью устранения этих трудностей
Павлодарским машиностроительным (ныне
тракторным) заводом изготовлен опытный образец
передвижного молокоприемного
охладительного пункта (рис. 1).
Рис. 1. Передвижной молокоприемный
охладительный пункт.
Пункт снабжен холодильной установкой
производительностью 8000 ккал/ч, имеет
холодильную камеру емкостью 12,6 ж3,
молокоприемное и перерабатывающее отделение
емкостью 25,2 мъ. Он смонтирован на ходовой
части самоходного комбайна и перемещается
трактором «Беларусь» со скоростью 10—
12 км/ч.
В сезонный период надои молока в больший- •
стве хозяйств составляют около 4 т в сутки.
Производительность пункта обеспечивает
охлаждение этого количества молока.
Охлажденное молоко транспортируется на
расстояние более 100 км.
Холодильная установка с воздушным
конденсатором. Привод компрессора 2ФВ-6
осуществляется от электро- или бензо-
двигателя. Система охлаждения
непосредственная. Холодильный агент — фреон-12.
Два бака-охладителя 4 (рис. 2) емкостью по
1000 л каждый служат для охлаждения молока
и сливок (холодильный агент циркулирует в
межстенном пространстве между внутренней
гладкой и наружной штампованной панелью
бака). Две настенные батареи 3
автоматически с помощью терморегулятора ТР-1 обес-
36

/4 1в 12 11 10 9
7 6
Рис.
2. Расположение технологического и
холодильного оборудования внутри пункта:
/ — холодильная камера; II — молокоприемное и
перерабатывающее отделения; I — емкость для
молока; 2 — емкость для воды; 3 — газовая плита; 4 —
раковина; 5 — столик откидной; 6 — центрифуга; 7—
весы для молока; 8 — насос для молока; 9 —
сепараторы; 10 — магнитные пускатели; // —
баки-охладители; 12 — настенные испарительные батареи; 13—
щит приборов; 14 — холодильная установка.
печивают требуемую температуру в
холодильной камере. Установка заправляется
холодильным агентом на заводе, там же
регулируется и в дальнейшем не требует наладки и
квалифицированного обслуживания.
Мощность, потребляемая установкой, 5,1 кет.
Холодильная камера обшита внутри
дюралюминиевым листом толщиной 0,5 мм. В
качестве тепло- и гидроизоляции применены
мипора и толь, что позволяет использовать
пункт в зимнее время. Предусмотрено
освещение со скрытой проводкой, пол с уклоном и
стоком для воды.
Эксплуатация передвижного
молокоприемного охладительного пункта в совхозе им.
Тимирязева Павлодарской области дала
положительные результаты. Молоко B г)
охлаждалось в течение 4 ч до температуры 8°С (с
учетом времени на доение). Температура воздуха
в камере поддерживалась в пределах 4—8°С.
Такая температура достигалась в течение 30—
40-минутной работы холодильной установки.
Эксплуатация пункта позволила выявить
отдельные недоработки, а также пути
совершенствования конструкции.
Передвижные молокоприемные
охладительные пункты особенно необходимы для
хозяйств Казахстана с отгонным
животноводством, располагающих большими земельными
площадями. Однако до сих пор они не
выпускаются отечественной промышленностью.
А. И. ГУСЛАВСКИЙ

рнсультация
Рекомендации по настройке
В настоящее время большинство фабрик и
цехов мороженого оснащены фризерами
непрерывного действия типа ОФИ.
Это одноцилиндровые аммиачные фризеры
с подсосом воздуха и инжекторной
циркуляцией холодильного агента. Аккумулятор
жидкого аммиака расположен под цилиндровым
блоком.
Жидкость из конденсатора через
поплавковый регулирующий вентиль подается в
аккумулятор и через редукционный вентиль в
инжектор, встроенный в нижнюю часть
аккумулятора.
Жидкость, выходя из сопла инжектора,
дросселируется и, захватывая при этом часть
жидкого аммиака из аккумулятора, поступает
по трубе во внутреннюю полость рубашки
цилиндра. В трубу, подающую жидкий аммиак
из инжектора в цилиндр, вмонтирован
трехходовой кран, который в одном положении
обеспечивает свободный проход холодильного
агента в рубашку, в другом (при
необходимости остановки фризера) перекрывает его и
открывает окно в подающей трубе для
мгновенного освобождения рубашки цилиндра от
аммиака.
На всасывающей линии установлен
бародросселирующий вентиль, регулирующий дав
ление кипения аммиака в рубашке цилиндра.
Настройка фризера на рабочий режим
производится регулировочными устройствами.
Неисправность последних, неумелое
обращение с ними затрудняют наладку фризера.
Ниже приводятся основные требования к
состоянию регулировочных устройств,
основным рабочим органам фризера, к холодильной
системе, а также указан ряд факторов,
влияющих на работу фризера.
После монтажа нового фризера
обязательна тщательная проверка состояния
редукционного вентиля, сопла инжектора и
трехходового крана. В случае выявления дефектов
заводского характера необходимо произвести
УДК 663.674.002.5
и эксплуатации фризеров
настройку. При этом требуется учитывать
следующее.
В редукционном вентиле сечение винтового
канала червяка должно соответствовать
сечению сопла инжектора. С изменением сечения
канала изменяется количество аммиака,
подаваемого к соплу инжектора. Редукционный
вентиль дросселирует жидкий аммиак до
более высокого давления, чем в аккумуляторе,
(обычно до 3—4 ати). При понижении
давления против указанного уменьшается уровень
жидкого аммиака в .рубашке цилиндра, что
ухудшает фризерование (регулировать
давление инжекции можно с помощью винта,
имеющегося в редукционном вентиле).
При средней производительности фризера
350 кг/ч диаметр сопла инжектора должен
быть равен примерно 1,8 мм, что обеспечит
нормальную подачу жидкого аммиака в
рубашку цилиндра.
Трехходовой кран должен полностью
открывать проход для жидкого аммиака. Иногда
положение рукоятки крана соответствует
полному открытию его, но отверстия в пробке крана
и его корпусе не совпадают. В этом случае в
рубашку цилиндра попадает недостаточное
количество жидкости.
В процессе эксплуатации рекомендуется
выполнять следующие требования.
Бародросселирующий вентиль должен
содержаться в исправном.состоянии. Причиной
неисправности его может быть перекос и
заклинивание подвижного стакана, что приводит
к неполному открытию перепускных щелей
клапана и даже к полному перекрытию их. Чем
больше открыт бародросселирующий вентиль,
тем ниже давление кипения аммиака (но не
ниже давления во всасывающей магистрали).
С понижением давления кипения аммиака
увеличивается давление смеси в цилиндре,
понижается температура мороженого и
повышается взбитость его на выходе.
38

Поплавковый регулирующий вентиль (ПРВ)
должен поддерживать уровень жидкого
аммиака в аккумуляторе до 2/з его емкости. В этом
вентиле имеется регулировочный винт,
воздействующий на нажимную пружину, с помощью
которой, изменяя натяжение, можно
регулировать уровень жидкого аммиака в
аккумуляторе.
Уровень жидкого аммиака во внутренней
рубашке цилиндра должен быть стабильным и
достигать наивысшей точки. Перелив его в
наружную полость рубашки повышает уровень
жидкого аммиака в аккумуляторе, что
нарушает работу фризера.
Температура кипения аммиака во
всасывающей магистрали за бародросселирующим
вентилем должна поддерживаться не выше
—36°С.
Недопустимо загрязнение рубашки
цилиндра маслом, поэтому необходимо не реже 1—2
раз в неделю спускать масло из фризера,
регулярно прочищать аммиачные фильтры у
ПРВ, инжектора, редукционного и бародрос-
селирующего вентилей, грязеуловители в
системе холодильной установки [1]. Для лучшей
очистки рубашки цилиндра от масла ее
пропаривают, а иногда цилиндр вынимают и
промывают обезжиривающим раствором. Даже
незначительное отложение масла на внешней
поверхности цилиндра снижает коэффициент
теплопередачи и уменьшает
производительность фризера до 20% [2].
Для нормальной работы фризера большое
значение имеет состояние насосов, особенно
насоса второй ступени. Если насос второй
ступени имеет выработку, смесь недостаточно
обогащается воздухом и мороженое выходит с
низкой взбитостыо. Требуется пришабровка
крышек насоса.
Изменяя число оборотов насосов с помощью
вариаторного механизма, можно регулировать
производительность фризера. При уменьшении
скорости вращения повышается давление
смеси в цилиндре, понижается температура
выходящего мороженого и повышается взбитость
его. Насос второй ступени засасывает воздух
через воздушный клапан, регулируемый при
помощи пружины и затяжной гайки. Если
пружину прижать сильнее, увеличится
сопротивление проходу воздуха и взбитость мороженого
уменьшится.
Увеличить взбитость мороженого и давление
смеси в цилиндре можно также с помощью
клапана противодавления, установленного на
выпускном патрубке фризера. Ввинчивая
регулировочный винт, затягивают нажимную
пружину и тем самым уменьшают выпускное
сечение трубопровода, создавая повышенное
сопротивление для выхода мороженого.
Плохая заточка ножей или их выработка
может быть причиной неудовлетворительной
работы фризера. Ножи не срезают мороженое
со стенок цилиндра, и нарастающий слой его
ухудшает теплопередачу. Из цилиндра
выходит мороженое с высокой температурой.
Лезвие ножа должно быть ровным, хорошо
прилегать к цилиндру по всей длине.
Передняя заточка ножа должна быть толщиной не
более 0,5—1 мм и под углом 90° к фаске.
Править ножи следует через две-три смены, а при
фризеровании фруктового мороженого —
после каждой смены.
Как правило, температура смеси для
мороженого должна быть 2—6°С.
Если во фризер подается смесь с
температурой выше 8°С, готовый продукт имеет
неудовлетворительную консистенцию и высокую
температуру.
Режим работы фризера необходимо
изменять в зависимости от вида мороженого, что
достигается с помощью четырех
регулировочных устройств — бародросселирующего
вентиля, вариатора, воздушного клапана и
клапана противодавления.
ЛИТЕРАТУРА
1. Дезент Г. М., Боушев Т. А. Оборудование и
поточные линии для производства мороженого.
Госторгиздат, 1961.
2. Лифшиц Г. И. Увеличение производительности
фризеров. «Холодильная техника», 1960, № 1.
Н. Д. ЗУБОВА — ВНИХИ,
И. И. ШИНКАРЕНКО — Московский
хладокомбинат № 8

УДК 621.564.681.2
Применение ротаметров для измерения расхода
жидкого холодильного агента
Для измерения расхода жидких фреона-12
и 22 в машинах средней холодопроизводитель-
ности может быть использован стандартный
измеритель расхода — ротаметр. Возможность
его применения была проверена в лаборатории
холодильных машин ЛТИХП.
Ротаметр — это прибор постоянного
перепада давления и, следовательно, погрешность
его измерений, связанная с возможным
дросселированием, зависит от расхода и является
величиной постоянной.
Техническая характеристика ротаметра
Марка РЭД, модель 3101
Марка вторичного прибора,
входящего в комплект ДС1-08
Максимальный расход по воде при
температуре 20°С, л/ч 2700
Диаметр условного прохода, мм . . 40
Основная допустимая погрешность
от верхнего показания
прибора, % ±2,5
Потребляемая мощность, em ... . 75
Ротаметр модели 3101 выпускается заводом
«Манометр» на расходы от 600 до 4000 л/ч.
Схема включения ротаметра во фреоновую
холодильную машину приведена на рис. 1.
Чтобы уменьшить парообразование, жидкий
холодильный агент должен подаваться к
прибору в переохлажденном состоянии, поэтому
его следует устанавливать на жидкостной
линии после теплообменника. Перед ротаметром
в схему целесообразно включить
фильтр-осушитель, предотвращающий засорение рабочей
части расходомера. Прибор работает
надежно, когда через него проходит жидкость без
примеси пара.
Характер показаний регистрирующего
прибора ДС1-08 позволяет судить о наличии пара
в среде, поступающей в расходомер. При
нормальной работе показания стабильны — перо
вычерчивает тонкую прямую линию; при
наличии в измеряемой среде пара появляется
ломаная кривая со значительным отклонением
от среднего показания.
Ротаметры снабжены индивидуальной гра-
дуировочной кривой, причем тарировка на
заводе-изготовителе производится по воде.
Пересчет показаний прибора на расход
фреона можно вести по общепринятой
методике [1].
где
VB
расход воды по заводской
градуировке,
соответствующей данному показанию
прибора, л/ч;
Фв, *Фф — коэффициенты расхода
ротаметра по воде и масло-
фреоновой смеси;
Yb, Y<2b Yn — удельный вес воды, масло-
фреоновой смеси и
материала поплавка, кг/м3.
Значения коэффициентов расхода для воды
приведены в- литературе [1], причем при
Re>l • 104фв становится величиной
постоянной.
Для данного прибора при различных
расходах одной и той же среды существенное
влияние на ф в основном оказывают скорость и
эквивалентный диаметр, так как физические
свойства вещества в рабочем интервале
температур меняются в незначительных пределах.
Для определения критерия Рейнольдса Re
необходимы значения динамической вязкости
растворов указанных фреонов с маслами
ХФ-12или ХФ-22, которые, однако, не приве-
Уф = У.
Gп — Тф)Тв
(Тп — Тв)Т,ф
лК A)
Рис. 1. Схема включения ротаметра во
фреоновую холодильную машину:
/ — фильтр-осушитель; 2 — конденсатор; 3 —
компрессор; 4 — регенеративный
теплообменник; 5 — датчик удельного веса; 6 —
ротаметр; 7 — регулирующий вентиль; 8 —
испаритель.
40

дены в отечественной литературе.
Использовать данные по вязкости, указанные в работах
[2], [3], трудно, так как не известны свойства
применявшихся авторами масел.
Учитывая, что маслофреоновый раствор и
вода резко различаются по физическим
свойствам, в лаборатории холодильных машин
ЛТИХП был смонтирован стенд для
градуировки прибора. Схема стенда приведена на
рис. 2.
Ресивер заполняли фреоном с добавлением
масла. Градуировку проводили при
температурах 20, 30, 40 и 50°С на чистом фреоне и мас-
лофреоновом растворе с концентрацией по
маслу 5, 10, 15 и 20%1.
На градуировочном стенде было определено
относительное изменение коэффициента
расхода фф в зависимости от температуры и
концентрации маслофреоновой смеси.
Рис. 2. Схема стенда для градуировки ротаметра:
/ — ресивер; 2 — переохладитель; 3 — насос; 4 —
ротаметр; 5 — датчик удельного веса; 6 — мерный
бак со смотровым стеклом.
На основании проведенных испытаний
установлено, что фф при одном и том же показании
прибора меняется в зависимости от
температуры и концентрации смеси на 2—8%, что
находится в пределах точности эксперимента.
Таким образом, для расчетов коэффициент рас-
1 В работе принимал участие Г. Д. Тимофеев.
хода маслофреонового раствора можно
определять так же, как для чистого фреона,
вязкость которого известна.
Ротаметр следует подбирать по
максимальной производительности машины. В этих
условиях для фреона при сравнительно высоких
температурах кипения Re>105, поэтому
коэффициент расхода постоянен.
При этих условиях (по показаниям
прибора) для воды Re>il04, следовательно,
отношение коэффициентов расхода — в вы-
ражении A) может быть принято равным 1.
Таким образом, пересчет показаний прибора
на расход фреона можно вести по уравнению
Уф = Ув]/^БфК л/ч. B)
^ (Тп — Тв) Тф
При низких температурах кипения (в
условиях проводившихся экспериментов с
to = —35°С и ниже) величины Re становятся
меньше 1 • 104, в результате чего несколько
изменяются коэффициенты расхода.
Применение зависимости B) приводит к погрешности.
По данным работы [4], количество масла,
циркулирующего во фреоновых машинах,
составляет 1—5%, поэтому удельный вес масло-
фреоновой смеси изменяется незначительно.
Для ориентировочных подсчетов можно
пользоваться удельным весом чистого жидкого
фреона, найденным по его температуре перед
входом в ротаметр. Для более точного
определения расхода рабочего тела в схему может
быть включен датчик удельного веса —
прибор, позволяющий определять плотность
жидкости непосредственно на работающей
холодильной машине.
Техническая характеристика датчика
удельного веса
Марка ДУВ-ТК-101
Максимальное рабочее давление, кгс!см2 10
Максимальная рабочая температура, °С . . 110
Максимальный расход жидкости через
датчик, л!мин 40
Давление осушенного и очищенного
воздуха (питание датчика), кгс!см2 .... 1,5—10
Основная погрешность показаний датчика
в комплекте со вторичным прибором, о/0 +2
Датчик удельного веса описанного типа
многопредельный и рассчитан на измерение
удельного веса веществ в пределах от 0,5 до
1,2 г/см3, при этом шкала прибора
соответствует изменению на 0,15 г/см3, что дает
возможность вести измерения с точностью
±0,003 г/см3.
41

Установка такого прибора позволяет,
используя закон аддитивности, приближенно
определять концентрацию маслофреонового
раствора, поступающего из конденсатора в
испаритель.
Проведенные испытания показали, что
ротаметр и датчик удельного веса просты в
эксплуатации, надежно работают и не требуют
специальной градуировки.
Позин. М. М. Экономика холодильного
хозяйства. Изд-во «Пищевая промышленность»,
25 л., 7000 экз. Цена 1 руб. 10 коп.
В книге освещены развитие холодильного хозяйства
СССР; основные фонды холодильных предприятий;
капитальное строительство и технико-экономические
основы проектирования предприятий; оборотные фонды,
себестоимость продукции, рентабельность и финансы
холодильников.
Книга предназначена в качестве учебника для
студентов вузов пищевой промышленности.
Азов Г. М. Практическое руководство
к расчету рецептов мороженого. Изд-во
«Пищевая промышленность», 10 л., 3000 экз. Цена
38 коп.
Описаны методы расчета рецептов сливочного и
молочного мороженого для различных комбинаций сырья.
Приведен также метод расчета рецептов по
упрощенным формулам.
Книга предназначена для мастеров, бригадиров и
технологов фабрик и цехов мороженого, а также для
экономистов и плановиков.
Заславский Е. И., Пирог П. И.
Теплоизоляционные работы на холодильниках.
Изд-во «Пищевая промышленность», 15 л., 10000 экз.
Цена 67 коп.
Изложены сведения о холодильниках, применяемых
в них теплоизоляционных конструкциях, материалах для
теплоизоляции, методах теплотехнических расчетов.
Подробно описано производство теплоизоляционных
работ в зданиях холодильников, указаны необходимые
ЛИТЕРАТУРА
1. Лоскутов В. И. Лабораторные приборы для
измерения расхода жидкостей и газов. Машгиз, 1955.
2. Loffler H. ^Kialtetechnik», 1960, № 3.
3. Bambach G. «Kaltetechnik», 1955, 1№ 7.
4. Мельцер А. З. Смазка фреоновых холодильных
машин. Госторгиздат, 1962.
Канд. техн. наук В. В. ОНОСОВСКИЙ, М. Ю. НА-
ЛИМОВА — ЛТИХП
для этого приспособления, механизмы, инвентарь и
инструменты.
Рассказано об охране труда и противопожарных
мероприятиях.
Пособие предназначено для мастеров, бригадиров и
рабочих, производящих изоляционные работы на
холодильниках.
Тройнин М. Ф., Ушаков Н. С. Электрокары и
электропогрузчики. Издание 2-е
переработанное и дополненное. Изд-во «Машиностроение», 15 л.,
15000 экз. Цена 72 коп.
Дается описание различных конструкций
электрокаров и электропогрузчиков, выпускаемых заводами
СССР и Народной Республики Болгарии, находящихся
в эксплуатации на наших предприятиях. Приводятся
сведения о технической эксплуатации, обслуживании и
ремонте этих машин.
Книга предназначена для рабочих — водителей
электрокаров, мастеров и электромехаников,
занимающихся обслуживанием и ремонтом электрокаров и
электропогрузчиков.
Хетагуров М. Г. Современные судовые
холодильные установки. Изд. 2-е
переработанное и дополненное. Изд-во «Транспорт», 10 л.,
5000 экз. Цена 60 коп.
Изложены принципы действия холодильных
установок на современных судах, описано применяемое
холодильное оборудование. Приведены основные сведения
по технической эксплуатации и обслуживанию
холодильных установок.
КНИГИ ПО ХОЛОДИЛЬНОЙ ТЕХНИКЕ, ВЫХОДЯЩИЕ В СВЕТ
В ПЕРВОМ ПОЛУГОДИИ 1967 г.
42

Книга предназначена для машинных команд судов
и работников судоремонтных предприятий.
Захаров Ю. В. Судовые холодильные
установки. Изд-во «Транспорт», 16 л., 3000 экз.
Цена 76 коп.
Рассмотрены основы теории и принципы работы
судовых холодильных установок, их устройство и
автоматизация, вопросы технической эксплуатации
холодильных установок на речных судах, а также основы
кондиционирования воздуха. Приведена методика расчета
и подбора холодильных машин и аппаратов, даны
методы их испытаний.
Книга предназначена в качестве учебника для
институтов водного транспорта, может быть полезна для
инженерно-технических работников речного флота.
Петровский Ю. В. и др. Криогенная
техника. Изд-во «Энергия», 20 л., 7000 экз. Цена 1 руб.
54 коп.
Рассмотрены новые области применения криогенной
техники, в частности в радиоэлектронике,
электротехнике, ядерной физике, вакуумной технике. Описана
техника получения и применения низких температур, в том
числе новые малогабаритные устройства для
охлаждения различных объектов до температуры жидкого
воздуха, водорода и гелия. Осзещены проблемы хранения
и транспортировки сжиженных газов.
Книга рассчитана на специалистов, работающих в
новых областях исследований и производства,
связанных с применением криогенной техники.
Миронов Н. Г. Строительство и
эксплуатация подземных холодильников. Изд-во
«Наука», 4 л., 5000 экз. Цена 30 коп.
Рассмотрены вопросы строительства и эксплуатации
подземных холодильников в районах распространения
многолетне-мерзлых грунтов. Даны практические
рекомендации для проектирования, строительства и
эксплуатации холодильников, приведены
конструктивно-планировочные решения для двух типов холодильников.
Описан опыт строительства и эксплуатации холодильников
на Чукотке.
Книга рассчитана на проектировщиков, строителей
.и работников эксплуатации сооружений в вечномерзлых
грунтах.
Щелоков В. К. Ледяные хранилища.
Изд-во «Наука», 5,5 л., 3000 экз. Цена 40 коп.
Дан обзор опыта применения льда как
строительного материала, приведены подробные рекомендации по
возведению и эксплуатации ледяных построек.
Приведены расчеты деформативной и термической устойчивости
ледяных хранилищ.
Книга рассчитана на специалистов научных,
проектных и строительных организаций, а также на
работников торговли- и сельского хозяйства.
Мицевич А. Г. Оптимизация параметров
рефрижераторных судов. Изд-во «Наука»,
16 л., 2500 экз. Цена 1 руб. 20 коп.
Представлены систематизированные данные для
определения коэффициента теплопередачи сложных
изолированных стенок методом электротепловой аналогии.
Описаны методика определения оптимальной толщины
изоляции в рефрижераторных трюмах и выбор
наиболее рациональной конструкции металлического корпуса.
Книга рассчитана на научных и
инженерно-технических работников и студентов.
Коленко Е. А. Термоэлектрические
охлаждающие приборы. Изд-во «Наука», 22 л.,
4000 экз. Цена 1 руб. 64 коп.
Излагается физическая природа
термоэлектрического охлаждения. Даются методы расчета и
конструирования термоэлектрических охлаждающих приборов
различного назначения, а также их описание и
характеристика.
Книга рассчитана на широкий круг читателей,
занимающихся разработкой и применением приборов
термоэлектрического охлаждения.
Молоко, молочные продукты и консервы молочные.
Сборник стандартов Изд-во стандартов, 21 л., 25000 экз.
Цена 1 руб. 25 коп.
Сборник содержит государственные стандарты на
коровье цельное сухое долоко и сухие сливки,
сливочное и шоколадное масло, сыр зеленый, сыры сычужные
твердые, молочные консервы, а также на методы
испытаний молока и молочных продуктов и на методы
микробиологического исследования.
Издание рассчитано на работников пищевой
промышленности и торговли.
Рыба и рыбопродукты. Сборник стандартов. Изд-во
стандартов, 24 л., 20000 экз. Цена 1 руб. 40 коп.
Сборник содержит государственные стандарты на
рыбу охлажденную, мороженую, вяленую, соленую,
горячего и холодного копчения; сельдь мороженую,
соленую, пряную, маринованную, горячего и холодного
копчения; филе рыбное мороженое; балычные изделия и
полуфабрикаты; лосось, осетровую рыбу и мелкую рыбу
горячего копчения; икру зернистую и паюсную; жиры
медицинские, технические, рыбий пищевой клей, рыбную
кормовую муку, а также стандарты на правила
приемки и методы исследования.
Издание рассчитано на работников пищевой
промышленности и торговли.
Немецко-русский словарь по пищевой
промышленности. Коллектив составителей. Изд-во «Советская
энциклопедия», 50 л., 10000 экз. Цена 2 руб. 20 коп.
Словарь содержит около 35 тыс. терминов по осноз-
ным разделам пищевой промышленности, а также по
холодильной промышленности, общественному питанию
и упаковке.
Предназначается для работников пищевой
промышленности, научных работников, преподавателей и
студентов вузов, переводчиков специальной литературы.

вооти
ЕХНИКИ
УДК 551.464.09:66.065.512
Новая схема опреснения морской воды вымораживанием
В настоящее время во многих районах земного
шара не хватает пресной воды. В связи с этим все
большее значение приобретает опреснение соленых морских
и континентальных вод для водоснабжения населения,
промышленности и сельского хозяйства. Во многих
странах мира разрабатываются новые и усовершенствуются
известные методы опреснения воды.
Дистилляция — наиболее изученный и
разработанный из этих методов, получивший широкое
промышленное применение. По этому методу работают тысячи
больших и малых опреснительных установок. Однако даже
в наиболее усовершенствованных дистилляционных
опреснителях затраты энергии еще велики — не менее
60 кет • ч/м3. Хотя потребляемая ими тепловая энергия
самая дешевая из всех видов энергии, тем не менее
фактическая стоимость опресненной воды колеблется в
зависимости от мощности установки и стоимости
используемой энергии от 40 до 133 центов*/м3 [1—3]. Большим
недостатком дистилляции является интенсивное
образование накипи на греющих поверхностях опреснителя
и коррозия оборудования.
Исследованиями последних лет [2—4] выявлены
технологические и энергетические преимущества
опреснения соленых вод искусственным
вымораживанием, практическая разработка которого долгое время
тормозилась высокой стоимостью калории холода по
сравнению с калорией тепла.
Процесс опреснения воды вымораживанием
протекает при низких температурах, что резко снижает
коррозию технологического оборудования и дает возможность
использовать более дешевые конструкционные
материалы. Процесс протекает без образования накипи.
Малая величина теплоты кристаллизации по
сравнению с теплотой парообразования создает
энергетические преимущества вымораживания перед
дистилляцией. Применение контактного теплообмена между
холодильным агентом и соленой водой позволило почти
полностью исключить теплопередающие поверхности, что
значительно снизило стоимость оборудования и самого
процесса опреснения воды. Мы остановимся на работах,
которые в отечественной литературе не освещались. Это
исследования по опреснению воды вымораживанием
путем испарения ее в вакууме.
При понижении давления над раствором
соответственно снизится его температура кипения. Если к
соленой воде не подводить тепло извне, то теплота
испарения отбирается от самой воды и температура ее
понижается. Можно настолько понизить давление, что во-
• да будет кипеть при температуре замерзания. В этом
* По официальному курсу 100 центов=90 коп.
случае происходит контактный теплообмен между
водяным паром и водой, при котором холодильным
агентом служит сама вода.
Отпадает потребность в теплопередающей стенке —
отсюда высокая степень теплопередачи при
образовании льда и, следовательно, значительное повышение
эффективности процесса. Пары воды могут быть
удалены из замораживателя с помощью компрессора,
парового эжектора, конденсатора или путем абсорбции
раствором с низким давлением паров.
Фирмой «Кэрриер»» (США) разработан
технологический процесс опреснения воды с помощью
абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины [2, 4].
Лабораторные исследования начались в 1956 г. В 1959 г.
в г. Сиракузы (США) была построена
полупромышленная установка производительностью 56 м3/сутки.
Удельные затраты энергии на опреснение морской воды этим
методом были ниже, чем при вымораживании по
обычной схеме. Однако значительного снижения стоимости
опреснения воды достигнуть не удалось из-за
сложности технологического процесса и большого количества
разнообразной теплообменной аппаратуры в схеме. Мы
не останавливаемся на схеме опреснителя и описании
процесса. Эти сведения читатель найдет в сборнике [4].
В 1956 г. израильский ученый А. Зархин [5]
предложил другой вариант опреснения воды методом
вакуумного вымораживания (рис. 1).
Соленая вода, предварительно охлажденная до
—1°С в теплообменнике 10, подается в замораживатель
2, где поддерживается давление около 4,0—5,3 мбар. В
нем вода закипает при —3,89°С (соответствующей
конечной концентрации морской воды 7%), 7% ее
испаряется, а 43% превращается в лед. Водяные пары
отсасываются из замораживателя 2 компрессором 3,
сжимаются и подаются в плавильник льда 7.
Смесь льда и рассола через сифонные трубки в дне
замораживателя переливается в сепарационное
устройство 1 с ленточным транспортером. На сетке
транспортера лед отделяется от рассола и промывается в
процессе движения конденсирующимися на нем водяными
парами. Чистый лед сгружается в плавильник 7, где он
плавится от контакта с водяными парами, температура
которых повышена компрессором до 0-f-+l°C.
Предполагается, что при испарении 1 кг воды
получается около 7,5 кг льда, который в плавильнике
расплавится тем же 1 кг пара. Однако из-за притоков
тепла и других потерь в системе
вымораживатель—плавильник тепловой баланс нарушается, и из-за недостатка
холода часть паров воды в плавильнике остается не-
сконденсированной. Поэтому двухступенчатый паровой
45

компрессор 6 сжатием поднимает температуру
оставшихся паров воды настолько, чтобы они могли
сконденсироваться в барометрическом конденсаторе 4 пресной
водой, прошедшей теплообменник 10. Вакуумный насос
5 удаляет из системы неконденсирующиеся газы,
поддерживая в ней глубокий вакуум.
Рис. 1. Принципиальная схема вакуумного
вымораживающего процесса опреснения во-
' ды по методу А. Зархина:
/ — сепарационное устройство с ленточным
транспортером льда; 2 — испаритель-замо-
раживатель; 3, 6 — паровые компрессоры;
4 — барометрический конденсатор; 5 —
вакуумный насос; 7 — плавильник льда; 8, 9,
10 — теплообменник, 11 — насосы;
пресная вода; д ¦ пары
воды; ф- газы; -• соленая
рассол.
вода;
Описанный процесс протекает в аппаратуре,
тщательно изолированной от притока тепла извне, поэтому
на замораживание, по мнению автора, затрат энергии
не потребуется. Она нужна только для работы
компрессоров, насосов и транспортера. Отсюда делается вывод,
что опреснение воды сопровождается минимальными
энергетическими затратами и, следовательно,
полученная этим методом вода будет самой дешевой.
На самом деле процесс А. Зархина осуществляется
по обычной двухступенчатой теплонасосной схеме
вымораживающего опреснителя. Он отличается от
упомянутой выше схемы тем, что в нем почти на всех этапах
процесса происходит контактный теплообмен, следовательно,
малы температурные перепады. Благодаря снижению
необратимых потерь, общие энергетические затраты на
опреснение воды по способу А. Зархина могут быть
ниже, чем по способу фирмы «Кэрриер», но не самые
низкие.
Предложенная схема не лишена недостатков. Так,
для запуска опреснителя требуется специальная
стартовая холодильная машина или загрузка плавильника
льдом. Конструкция вакуумных паровых компрессоров
очень сложна.
Правительство Израиля заключило соглашение с
американской фирмой «Фербэнкс Морзе» о
научно-техническом сотрудничестве по разработке изобретения
А. Зархина. В процессе совместных работ и
исследований первоначальная идея была доработана и изменена.
В результате многолетних усилий в США был построен
опытно-промышленный опреснитель
производительностью 910 м3/сутки {2—1962 г.], который затем был
перевезен в Израиль и смонтирован в порте Эйлате на
берегу залива Акаба.
Опреснитель состоит из четырех независимых,
работающих параллельно установок производительностью
227,5 м3/сутки каждая. На рис. 2 показана
технологическая схема, отображающая в некоторой степени и
конструктивное исполнение построенного опреснителя [6].
Каждая установка (точнее блок) обслуживается
аммиачной холодильной машиной 3 с аппаратом
предварительного замораживания соленой воды,
включающим охладитель 5, гидроконвертор 8, противоточный
промыватель 10 и другое вспомогательное оборудование
(деаэратор, теплообменники, насосы и т. п.). Сложный
двухступенчатый паровой компрессор 6 (см. рис. 1)
заменен обычной холодильной машиной 4—3—2, которая
не только отводит из системы все излишки тепла, но и
служит стартовой машиной, охлаждающей систему
перед запуском.
Деаэрированная соленая вода после
теплообменников 15 подается в охладитель 5, где она кипит в
вакууме, охлаждается до температуры кристаллизации и
даже частично замораживается, вводя таким образом в
систему недостающее количество холода. Затем соленая
вода перекачивается в гидроконвертор 8, где
образуется основная масса льда.
ф/5 j Nrj§?. «<)>
ЧН /^Н
Рис. 2. Технологическая схема вакуумного
вымораживающего опреснителя системы А. Зархина:
1 — вакуумные насосы; 2 — конденсаторы,
охлаждаемые водой; 3 — холодильная машина; 4 — трубчатый
испаритель; 5 — охладитель соленой воды; 6 — паровой
компрессор; 7 — ротационный вентилятор; 8 —
гидроконвертор; 9 — плавильная камера; 10 —
противоточный промыватель; 11 — скрепер; 12 — фильтр; 13 —
насосы, 14 — испаритель-замораживатель; 15 — противо-
точные теплообменники; 16 — деаэратор;
// аммиак; -У . суспензия; остальные
обозначения те же, что на рис. 1.
Охладитель по устройству и принципу действия
похож на гидроконвертор, с тем только отличием, что
пары воды конденсируются не льдом, а на поверхности
трубчатого испарителя 4 холодильной машины 3. Глу-

бокий вакуум в охладителе 5 и гидроконверторе 8
создается аналогичными системами, состоящими из
ротационного вентилятора 7, конденсатора 2 и вакуумного
насоса /.
Гидроконвертор конструктивно объединяет испари-
тель-замораживатель 14, компрессор 6 и плавильную
камеру 9. Процесс образования льда в испарителе-замора-
живателе активизируется мешалкой. Пары воды
отсасываются паровым компрессором 6, сжимаются и
подаются в плавильную камеру 9, где они плавят лед за счет
теплоты конденсации. Лед подается на вращающийся
конический барабан с полками, движение которого
способствует равномерному распределению льда в камере и
увеличивает поверхность теплообмена. Смесь
кристаллов льда и маточного рассола (суспензия)
перекачивается в противоточный промыватель 10, представляющий
собой гравитационную дренажную колонну, в которой
лед промывается пресной водой.
При сравнении со схемой, изображенной на рис. 1,
видно, что идея сепарации и очистки льда также
изменена. Вся аппаратура изолирована слоем полиэфир-
уретанового пенопласта, нанесенного методом
пульверизации.
К сожалению, до сего времени в литературе не
приводятся подробные расчетные или эксплуатационные
В литературе мало данных, которые могут быть
использованы для расчета отделителей жидкости
(сепараторов). На выбор размера сепаратора влияют два
основных фактора: скорость газа, которая должна быть
низкой, чтобы предотвратить заметный унос капель во
всасывающую линию, и объем сепаратора, который
следует предусматривать достаточно большим.
Отделение капель жидкости в вертикальном и
горизонтальном сепараторах несколько различается. В
вертикальном сепараторе удаляются все капли жидкости
со скоростью падения, превышающей скорость газа, в
горизонтальном — удаление капель жидкости тем
эффективнее, чем больше расстояние L между входом паро-
жидкостной смеси в сепаратор и выходом ее во
всасывающую линию (рис. 1). В горизонтальном сосуде
удаляются все капли со скоростью падения большей , чем
WrH/L.
На рис. 2 представлена зависимость вычисленной
скорости падения капель жидкости от диаметра для
жидкого аммиака и фреонов-12 и 22. Если известно
распределение по скоростям поступающих в сепаратор
капель жидкости для различных типов испарителей и
различных условий работы, то можно выбрать любую
скорость пара и обеспечить требуемую его сухость во
всасывающей линии. Однако таких экспериментальных
данных нет, и при проектировании сепараторов
полагаются на практический опыт.
Установлено, что при номинальных скоростях пара
от 0,5 до 1,0 м/сек капли жидкого аммиака отделяются
достаточно хорошо. Максимальные скорости паров
других холодильных агентов оказываются
приблизительно такими же.
характеристики опреснителя. Промелькнуло лишь
сообщение [7], что фактическая стоимость опресненной воды
составила 55,6 цента/м? вместо расчетной 42,3.
ЛИТЕРАТУРА
1. Saline water conversion. Proceedings of a
Symposium, 4—6 Nov. 1957. U.S. Dept. of the Interior.
Washington, 1958.
2. Saline water conversion reports, 1959, 1961, 1963.
Office of Saline Water. US Dept, of the Interior.
Washington, 1960, 1962, 1964.
3. Susswasser aus dem Meer. Dechema Monographien,
Bd. 47, № 781-804. Verlag Chemie, Frankfurt/Main,
19G2.
4. Опреснение соленых вод. Сб. статей. Пер. с англ.
под ред. Мартыновой О. И. М., *1963.
5. Zarchin А. Англия, патент №806727, 1958.
6. Bridge R. Chemical Engineering, 1964, vol. 71,
№ 13, p. 114-116.
7. О t h m e r D. F. Chemie. and Proc. Engineering,
1965, vol. 46, № 3, p. 120-124.
Канд. техн. наук М. В. КОЛОДИН, Е. М. РУТГАЙЗЕР,
С. СЕЙИТКУРБАНОВ — Институт пустынь АН
Туркменской ССР
УДК 621.57.049.2
Этот грубый способ расчета сепаратора по
скоростям газа оправдывается следующим. Объем
сепаратора обычно так велик, что рациональная его
конструкция обеспечивает большее поперечное сечение, чем это
необходимо для отделения капель жидкости.
Объем сепаратора должен быть достаточным на
случай изменения уровня жидкости в испарительной
системе при всех изменениях нагрузки, вызванных
условиями эксплуатации. При понижении нагрузки кипение
становится менее интенсивным и количество жидкости
в змеевиках увеличивается. Поэтому жидкостная часть
объема сепаратора должна содержать количество
жидкости, необходимое для полного заполнения змеевиков
испарителя. Следует учесть также и количество
жидкости, требуемое для предотвращения кавитации насоса.
При увеличении нагрузки избыточное количество
жидкости вытесняется из змеевиков испарителя в
сепаратор. Для того чтобы вместить эту жидкость без
перелива во всасывающую линию, необходим достаточный
газовый объем над нормальным уровнем жидкости в
сепараторе.
Обычно объем сепаратора принимают как часть
общего объема змеевиков испарителя в зависимости от
типа нагрузки C0% Для стабильных и 120% для резко
меняющихся условий работы). Эти цифры основаны на
практическом опыте, но при большом разнообразии
схем и условий эксплуатации очень часты случаи
выброса жидкости во всасывающую линию.
Ввиду практической важности этого вопроса
сделана попытка найти более строгую основу для
вычисления объема сепараторов. Последовательно рассмотрены
три фактора, от которых зависит изменение уровня
жидкости в сепараторе:
Определение размеров отделителей жидкости
Г, ЛОРЕНТЦЕН — Тронхейм (Норвегия)
47

изменение содержания жидкости в змеевиках
испарителя с нагрузкой;
изменение содержания жидкости в обратной линии,
идущей к сепаратору;
«разбухание» и вспенивание жидкости в сепараторе
из-за кипения при понижении температуры.
благодаря большому числу работ по исследованию
двухфазных потоков при кипении и без кипения для
некоторых частных случаев испарительных систем
предложены зависимости для определения объема змеевика, не
заполненного жидкостью.
Ж
Рис. 1. Отделение капель жидкости в
вертикальном и горизонтальном
сепараторах.
о о,г о,ч о,б о,в 1,о
Относительная длина, У/^
Рис. 3. Изменение относительного
содержания жидкого фреонач12 вдоль трубы
испарителя.
1
I
0,1 0,2 0,3
Диаметр, мм
0,4 0,5
Рис. 2. Зависимость вычисленной
скорости падения капель жидкости от
диаметра для аммиака и фреонов-12
и 22.
J
I
\
I
I
I
1.0
0,8
0,6
ОЛ
0,2
1 \
ЯПА. Ч
1ь
1
\
ч
>
s^^4"**^,
*^'
^«.
Хугмар
Нодальч
-^
Z^?^
.^7"^-
"**"-¦
—
lebcKuiL
^
^5" ¦
.^^
^^-
п
20 40 60 80 100
Теплодая нагрузка, %
Рис. 4. Зависимость
относительного содержания жидкого фреона-12 в
испарителе от тепловой нагрузки.
Относительное содержание жидкости в змеевиках
испарителя (или, с другой стороны, незаполненное
пространство) сильно изменяется с нагрузкой в результате
изменения интенсивности кипения. В последнее время
Основываясь на уравнениях, в частности Хугмарка
и Ковальчевского, вычислено относительное
содержание жидкости для некоторых типичных
змеевиков с насосной системой циркуляции и нижней подачей

жидкости (воздухоохладители, водоохладители,
холодильные трубопроводы для ледяных катков и т. д.) при
различных температурах кипения, тепловых нагрузках
и степенях циркуляции для аммиака и фреонов-12 и 22.
На рис. 3, 4 и 5 представлены результаты
вычислений для фреона-12 при температуре кипения —18°С
и различных величинах кратности циркуляции л.
На рис. 3 показано примерное изменение
относительного содержания жидкого фреона-12 вдоль трубы
испарителя. Интегрируя количество жидкости вдоль всей
длины трубы, можно найти полное или среднее количество
жидкости Rm.cv испарителя для различных условий
работы; при этом характер кривых всегда одинаков. В
случае нулевой нагрузки кипение отсутствует,
испаритель полностью залит жидкостью, кривые проходят
через максимум, с увеличением нагрузки кривые резко
снижаются (рис. 4).
При построении кривых предполагалось, что
испарение начинается сразу на входе в змеевик. Это не
всегда выполняется из-за влияния статического напора,
ускорения и потери давления, связанной с трением в
змеевике и обратной линии. Жидкость должна быть
нагрета до точки кипения при существующем давлении,
поэтому начало кипения соответственно задерживается.
Влияние запаздывания кипения может быть
значительным при больших потерях давления и особенно при
низких температурах. Однако в обычных условиях этот
факт оказывает небольшое влияние, и в дальнейшем
он не учитывался. Рассмотренные зависимости имеют
примерно такой же характер для змеевиков с верхней
подачей жидкости, хотя при этом относительное
содержание в них жидкости меньше, чем в случае с
нижней подачей.
Количество жидкости в обратной линии не остается
постоянным при изменении тепловой нагрузки и
поэтому оказывает влияние на требуемый объем сепаратора.
Если скорость в обратной линии такая же, как на
выходе из змеевика (т. е. поперечное сечение не
изменяется), то и содержание жидкости одинаково. Однако
конструкции сепараторов предусматривают более низкие
скорости в обратной линии с целью отвода капель
жидкости.
На рис. 5 показана зависимость по уравнению Хуг-
марка относительного содержания жидкости от
тепловой нагрузки при отношении скоростей в обратной
линии и змеевике w0/w3 = 0,5. Кривые имеют такой же
характер, как и для змеевиков испарителя.
При резком снижении давления (температуры) над
кипящей жидкостью происходит «разбухание» объема
жидкости за счет самоиспарения. В чистых жидкостях
газовые пузырьки разрушаются, достигнув поверхности,
и устойчивый слой пены не образуется. Однако, если
в холодильном агенте содержится даже небольшое
количество капиллярно-активных веществ, «разбухание»
сопровождается интенсивным вспениванием.
Это необходимо принимать во внимание при
расчете сепаратора. Учитывая, что в маслофреоновых
смесях различных концентраций происходит интенсивное
пенообразование, объем газовой части сепаратора
должен быть увеличен на 10%.
Более точные вычисления по увеличению слоя
жидкости вследствие вспенивания необходимы при
чрезвычайно быстром изменении температуры. В обычных
условиях максимальная скорость изменения температуры
не превышает 0,05 град/сек.
Используя данные зависимости относительного
содержания жидкости в змеевиках испарителя и обратной
линии от тепловой нагрузки и с учетом возможного
" вспенивания жидкости, предлагается диаграмма
(рис. 6) для выбора объема сепаратора в зависимости
от величины, и скорости изменения тепловой нагрузки.
«Wr
<§ 0 20 40 60 80 100
Теплобая нагрузка, %
Рис. '5. Зависимость относительного
содержания жидкости в обратной линии
от тепловой нагрузки.
«§ 100 \ 1 1 1—-—I 1
Теплобая нагрузка, %
Рис. 6. Ориентировочные значения
объемов сепараторов в зависимости от
величины и скорости изменения тепловой
нагрузки.
Нижняя часть диаграммы показывает необходимый
объем жидкостной части сепаратора Vm в процентах от
общего объема змеевика и обратной линии при сниже-
49

нии тепловой нагрузки Q от ее полного значения до
нуля. В качестве параметра введена степень
уменьшения нагрузки — отношение трег/т3ап, (трег —
время, необходимое для снижения нагрузки до нуля,
и Тзап — время, необходимое для полного заполнения
системы через' регулирующий вентиль).
Верхняя часть диаграммы показывает необходимый
объем газовой части сепаратора Vr в процентах от
общего объема змеевика и обратной линии при
увеличении нагрузки от минимальной величины до полной.
Степень увеличения нагрузки обозначается отношением
Трег/Тисп (трег — время, необходимое для повышения
нагрузки от 0 до 100%, и тИсп — время, необходимое для
полного испарения всего количества жидкости, которое
может содержать система).
Наибольшее влияние на требуемый объем
сепаратора оказывает интервал изменения нагрузок. На тех
установках, где испарительная система связана только
с одним компрессором без регулирования холодопроиз-
водительности и не допускается затопления испарителей
при остановках, может быть использован сепаратор
малого объема. Если, наоборот, нагрузка меняется от
полной до нулевой, то требуется сепаратор, у которого
объемы жидкостной и газовой частей равны почти полному
объему змеевика и обратной линии. Если во время
остановок компрессора допускается полное затопление ис-'
парителей, объем газовой части сепаратора должен
соответствовать полному объему испарительной системы.
Диаграмма позволяет определить размеры
сепараторов, когда изменение тепловой нагрузки известно лишь
приблизительно. В большинстве случаев резкие
изменения тепловых нагрузок Q бывают в интервале между 7з
и полной ее величиной (например, в результате пуска
и остановки вентилятора воздухоохладителя). Поэтому,
как следует из приведенной диаграммы, объем газовой
части сепаратора должен быть не менее 30% и объем
жидкостной части в случае насосной циркуляции — не
менее 25% от общего объема испарительной системы
и обратной линии.
В тех случаях, когда есть опасность переполнения
змеевиков при нулевой нагрузке, можно избежать
установки сепаратора больших размеров с помощью
приспособления, прекращающего подачу жидкости в
испаритель сразу при остановке компрессора.
Для испарителей с самоциркуляцией объем
жидкостной части сепаратора может быть выбран меньшим,
чем это следует из диаграммы. Для насосно-циркуля-
ционной системы с верхней подачей сепаратор должен
быть достаточно большим, чтобы при минимальной
тепловой нагрузке он мог вместить все количество
жидкости, содержащейся в змеевиках испарителя, подводящей
и обратной линиях, и стекающее при остановке в
нижерасположенный сепаратор.
«Kaltetechnik», 1966, № 3.
Сокр. перевод Н. М. ПОВОЛОЦКОЙ
внихи
УДК 621.572.004.69
Новая система холодильной машины
Новая система холодильной машины под
названием Хи-Ре-Ли1, разработанная фирмой «Вестингауз»
(США), широко освещается в зарубежной специальной
литературе |[1—5].
Система применяется в небольших кондиционерах
с конденсаторами воздушного охлаждения холодопро-
изводительностью от 6000 до 30000 ккал/ч.
Отличительной особенностью системы, состоящей из
обычных компрессора, конденсатора и испарителя,
является замена ТРВ (регулятора перегрева пара) или
капиллярной трубки вентилем для регулирования
переохлаждения жидкости и включение
аккумулятора-теплообменника (рис. 1). Агрегаты могут работать при
низких температурах наружного воздуха без
дополнительной автоматики для искусственного повышения
давления в конденсаторе.
Введение новой системы вызвано многими
обстоятельствами. Обычно в небольших холодильных
установках с конденсаторами воздушного охлаждения, особен-
1 Сокращение трех слов: Хитинг, Рефриджерейтинг,
Ликвид.
но в автономных кондиционерах, часто отказываются от
сборника жидкости на выходе из конденсатора.
Терморегулирующий вентиль, устанавливаемый на
входе в испаритель, регулирует количество
подаваемого холодильного агента в зависимости от давления
кипения и температуры во всасывающем трубопроводе.
Вентиль настраивают так, чтобы температура в месте
установки термочувствительного патрона была
примерно на 6—8°С выше температуры кипения. Благодаря
перегреву пара в испарителе, особенно при коротком
всасывающем патрубке, компрессор защищен от
гидравлического удара, однако при этом оголяется часть
поверхности испарителя и уменьшается его коэффициент
теплопередачи. Для лучшего использования поверхности
на выходе из испарителя иногда монтируют
дополнительный змеевик (для осуществления регенеративного
теплообмена), с тем чтобы при заполненном
испарителе достигнуть доиспарения в змеевике и
обеспечить всасывание сухого насыщенного или слегка
перегретого пара,
В зависимости от соотношения тепловых нагрузок
установки может повыситься уровень жидкости в кон-
50

денсаторе, причем вследствие подтопления часть тепло-
передающей поверхности становится неактивной. Это
повышает давление в конденсаторе и потребление
электроэнергии.
У системы Хи-Ре-Ли нет описанных выше
недостатков, поскольку в ней на стороне низкого давления
предусмотрен сборник жидкости (аккумулятор), служащий
также эффективным теплообменником.
Жидкий холодильный агент в системе
переохлаждается примерно на 35°С в три ступени, что существенно
увеличивает холодопроизводительность: вначале
приблизительно на 5—6°С в конденсаторе, что достигается
соответствующей настройкой вентиля для регулирования
переохлаждения, затем еще на 5—6°С в контактном
теплообменнике. Наиболее значительное
переохлаждение жидкости перед ее дросселированием в вентиле (на
25°С) происходит в аккумуляторе-теплообменнике с
интенсивной теплопередачей (жидкость — жидкость).
Парожидкостная смесь, выходящая из испарителя,
попадает в аккумулятор-теплообменник, где жидкость
кяжя Жидкость
\ Парожидкостная смесь
\Пар
Рис. 1. Система Хи-Ре-Ли:
а — для охлаждения; 1 — конденсатор; 2 —
испаритель; 3 — сборник жидкого агента и теплообменник; 4—
фильтр-осушитель; 5 — вентиль для регулирования
переохлаждения; 6 — компрессор;
б — при работе в цикле теплового насоса; / —
наружный змеевик; 2 — внутренний змеевик; 3 — сборник
жидкого холодильного агента и теплообменник; 4 —
фильтр-осушитель; 5 — вентиль, регулирующий
переохлаждение; 6 — компрессор; 7 — обратный клапан;
8 — четырехходовой реверсивный вентиль.
отделяется от пара и затем испаряется в нижней части
сборника под влиянием подвода тепла от
переохлаждаемой жидкости. Насыщенные пары холодильного агента
всасываются компрессором из аккумулятора через верх
U-образной трубки. Через отверстие на дне этой трубки
вместе с паром увлекается некоторое количество масла
в смеси с жидким холодильным агентом, который
полностью испаряется в контактном теплообменнике, при
этом в компрессор поступает сухой насыщенный пар
и масло.
Уровень жидкости в конденсаторе воздушного
охлаждения достаточен для достижения желаемой
величины переохлаждения.
Наиболее характерные температуры для обычной
системы и системы Хи-Ре-Ли даны на рис. 2. При
некотором переохлаждении жидкости в конденсаторе,
например на 5,5°С, в обычной системе при дросселировании
образуется значительно большее количество пара, чем
в системе Хи-Ре-Ли. Последующее переохлаждение
жидкости в контактном теплообменнике и в
аккумуляторе-теплообменнике существенно увеличивает теплопо-
глощающую способность холодильного агента. Теперь
он может отвести количество тепла, равное у+х, т. е.
больше, чем в обычной системе — у.
Поскольку компрессор может обеспечить удаление
тепла, равного у, выходящий из испарителя
холодильный агент содержит значительное количество жидкости
в паре. Избыток жидкости возвращается в аккумулятор,
где испаряется в теплообменнике, а остальная часть
уходит вместе с маслом, испаряясь полностью в
контактном теплообменнике. Поэтому система целиком
сбалансирована с тем же количеством тепла у, полученным в
испарителе, и х, полученным в двух теплообменниках.
Температура пара, поступающего в компрессор,
примерно на 0,5—1,5°С выше температуры кипения. При
этом температура нагнетания ниже, чем в обычной
системе.
^
**>
S tH=5WC _
t0--6,7'C
л У
Шл
' ' х<^
1,нмал/нг
Рис. 2. Диаграмма i, \g p для обычной системы (а)
и системы Хи-Ре-Ли (б):
х — теплообмен во всасывающей линии и
аккумуляторе-теплообменнике; у — тепло, отнятое в
испарителе.
51

Система продолжает работать на охлаждение и при
температуре наружного воздуха ниже 20°С. При этом
давления всасывания и нагнетания в обычных системах
с капиллярными трубками и с ТРВ начинают резко
падать. Работа в этих условиях возможна только при
использовании искусственных методов повышения
давления нагнетания: цикличной работы вентилятора или
создания жидкостного подпора в конденсаторе
(установкой регулятора давления «до себя»).
В системе Хи-Ре-Ли, наоборот, питание испарителя
происходит при давлении всасывания выше того, при
котором начинается обмерзание. При этом давление
нагнетания понижается в соответствии с изменением
температуры наружного воздуха до —12°С.
Новая система при температуре наружного воздуха
ниже 20°С обеспечивает более высокую
производительность. По сравнению с обычной системой стоимость ее
эксплуатации ниже, а оборудование более долговечно.
Система Хи-Ре-Ли применяется в автономных
кондиционерах с тепловым насосом, в водоохлаждающих
агрегатах (см. рис. 1,6). Работа ее в схеме теплового
насоса существенно отличается от работы других теп-
лонасосных систем. Так, например, обеспечивается
движение жидкости только в одном направлении как при
охлаждении, так и при нагревании. Это позволяет
использовать вместо двух один прибор для
дросселирования холодильного агента, один фильтр, а
переохлаждение осуществлять в тех же устройствах (в
конденсаторе, контактном теплообменнике и
аккумуляторе-теплообменнике). При этом исключается гидравлический удар,
так как в компрессор не попадает влажный пар.
Важное преимущество системы при работе ее в
цикле теплового насоса — отсутствие подтопления
жидкостью змеевика, работающего как конденсатор. Излишек
жидкого холодильного агента собирается в
аккумуляторе, что предотвращает попадание его в компрессор в
момент переключения на оттаивание. Пар,
образовавшийся из небольшого количества жидкости во внутреннем
змеевике, сначала входит в аккумулятор, где вступает
в контакт с большим объемом жидкости и изменяет
свое состояние. Поэтому из-за отсутствия поступления
жидкости в компрессор и последующего ее испарения
не разжижается масло в компрессоре.
Эксплуатация теплового насоса возможна в
диапазоне температур воздуха от +21° до —23°С.
Таким образом, новая система имеет следующие
преимущества.
Компрессор засасывает сухой насыщенный, а не
перегретый пар. Благодаря этому при сжатии
наблюдается низкая температура нагнетания и меньшая
потребляемая мощность.
Конденсатор почти свободен от жидкости и вся его
поверхность эффективно работает на конденсацию.
Обеспечивается значительное переохлаждение
жидкого холодильного агента благодаря теплообмену с
холодным всасываемым паром (приблизительно на 5—
6°С) и теплообмену с холодной жидкостью в
аккумуляторе (на 20—25°С). Такое эффективное
переохлаждение повышает холодопроизводительность установки,
уменьшает количество пара, получающегося при
дросселировании в ТРВ.
Испаритель, работающий по затопленной схеме,
полностью заполнен жидкостью. Неиспарившийся жидкий
холодильный агент отделяется в аккумуляторе и не
может поступать в компрессор по всасывающему
трубопроводу.
Аккумулятор близко расположен к компрессору,
поэтому будет лишь незначительный перегрев на
всасывании, благодаря чему устанавливается пониженная
температура нагнетания.
ЛИТЕРАТУРА
1. «Air Conditioning and Refrigeration News», 1966,
vol. 107, № 1.
2. «Heating Piping and Air Conditioning», 1966, № 1,
3.«The Journal of Refrigeration», 1966, vol. 9, № 2.
4.«Die Kalte», 1966, № 4.
5. «Canadian Refrigeration and Air Conditioning».
1966, № 5.
H. Я. БАРУЛИН — ВНИХИ
Читатели, не успевшие оформить подписку
на журнал «Холодильная техника» на 1967 год
с первого номера, могут подписаться в местных
отделениях связи и пунктах подписки
«Союзпечать» с любого последующего номера журнала
и на любой срок в пределах календарного года.
Недостающие номера журнала редакция может
выслать подписчикам наложенным платежом по их
письменным заказам.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, !2.

Новые изобретения
В разделе «Новые изобретения» публикуется информация
о выданных в СССР авторских свидетельствах и патентах на
изобретения начиная с 1966 г. Помещаются формулы
изобретений, их номер; класс, а также чертежи.
Материалы взяты из официального бюллетеня Комитета
по делам изобретений и открытий при Совете Министров
СССР «Изобретения. Промышленные образцы. Товарные
знаки».
Класс G01/; 42к, 14/04
№ 178534
J Заявитель ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ. Авторы изобретения Е. М. АГАРЕВ, Л. Е.
МЕДОВАР, Л. С. ПЕРСИЯНИНОВ и В. И. ЯВОРОВСКИЙ.
Способ определения масштаба осциллограмм давления.
Способ определения масштаба осциллограмм давления
путем сравнения мгновенных значений измеряемого
давления с известным противодавлением и нанесения
на осциллограмму реперных точек, отличающийся тем,
что с целью удобства индицирования компрессорных
машин на осциллограммах давлений в рабочих полостях
машины отмечают моменты равенства давлений в
полостях всасывания и нагнетания с усредненными и
контролируемыми по манометру давлениями в этих полостях,
одновременно отмечают моменты равенства давлений
в цилиндре и в нагнетательной и всасывающей полостях
и по полученным отметкам наносят линии известных
давлений.
Класс В Old; 12а, 6
№ 178786
Заявитель ХАРЬКОВСКИЙ ХИМИКО-ФАРМАЦЕВ-
^ЧЧЕСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ.
Авторы изобретения В. А. ЖУКОВ и Г. К. ГОНЧАРЕН-
КО. Способ конденсации паров, содержащих
неконденсирующиеся газы, в поверхностных конденсаторах.
Способ конденсации паров, содержащих
неконденсирующиеся газы, в ловерхностных конденсаторах путем
контактирования паро-газовой смеси с охлаждающей
поверхностью теплообмена, отличающийся тем, что с
целью интенсификации процесса и улучшения работы
поверхностных конденсаторов первоначально пары
конденсируют путем подачи паро-газовой смеси
непосредственно на поверхность теплообмена, а затем путем
барботажа смеси в полученный конденсат.
Класс F 25в; 17а, 21
№ 178833
Заявитель ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ. Авторы изобретения И. С. БАДЫЛЬКЕС, В. П.
ЛАТЫШЕВ. Рабочее вещество для компрессионных
тепловых насосов на основе смеси дифтормонохлорэтана и
трифторэтана, отличающееся тем, что с целью
улучшения энергетических показателей при работе с
температурой кипения вещества от —30 до —10°С и
температурой конденсации от +60 до +80°С мольная
концентрация трифторэтана в смеси составляет
соответственно 0,58—0,04.

[Справочный
ЬХ] | , ОТДЕЛ—
УДК 621.574.3.011
Аммиачные холодильные машины средней холодопроизводительности
Автоматизированные аммиачные холодильные
машины XMAB-22-I и XMAB-22-II, ХМАУ-45-I
и ХМАУ-45-П, ХМАУУ-90-I и ХМАУУ-90-П
изготавливаются Черкесским заводом холодильного
машиностроения в двух модификациях: с числом оборотов
компрессора 1440 (обозначается I) и с числом оборотов 960
(обозначается II).
Машины состоят из двух агрегатов: компрессор-
конденсаторного АК и испарительно-регулирующего
ААИР и снабжены щитом сигнализации Щс и щитом
управления Щу.
Эти машины предназначены для обслуживания
одной или трех стационарных камер с рассольным
охлаждением или камер с непосредственным охлаждением.
Они работают в диапазонах температур кипения
—30ч-0°С и температур охлаждающей воды 1-ьЗО°С
при условии, что разность давления конденсации и
кипения не превышает 12 кгс/см2, а отношение этих
давлений не превышает 9.
В компрессор-конденсаторных агрегатах АК (рис. i,
2, 3) компрессор и электродвигатель соединены между
собой муфтой с упругим элементом. Муфта
компенсирует перекосы и смещение осей компрессора и
электродвигателя и значительно облегчает обслуживание
последних. Компрессор и электродвигатель смонтированы на
кожухотрубном конденсаторе вместе с
маслоотделителем.
На агрегате установлено реле давления РДА,
предназначенное для автоматической защиты компрессора от
чрезмерного повышения или понижения давления.
Техническая характеристика агрегата и
комплектующей аппаратуры приведена в таблице.
Компрессоры АВ-22, АУ-45, АУУ-90
одноступенчатые, поршневые, прямоточные, блоккартерные, с
интенсивным водяным охлаждением цилиндров.
Блоккартеры выполнены в виде единой чугунной
отливки с установленными в ней цилиндровыми гильзами,
облегчающими ремонт компрессора. Во всасывающую
полость блоккартера встроен запорный вентиль.
Нагнетательные полости компрессоров АУ-45 и АУУ-90
объединены общим наружным коллектором со встроенным
запорным нагнетательным вентилем.
На блоккартере имеются крышки: боковые — для
доступа к кривошипно-шатунному механизму, передняя —
к приводным шестерням масляного насоса, верхние —
к нагнетательным и всасывающим клапанам
компрессора. Одна из боковых крышек снабжена смотровым
стеклом для контроля за уровнем масла.
Пары аммиака „п
ду 40 W--\^0сь лапь/
Ось
вода My SO
Рис. 1. Агрегат аммиачный компрессор-конденсаторный АКАВ-22-1 (в скобках указаны
размеры для AKAB-22-II).
54

Ось лапы ^ ^ Ось бсасыбания
_3A3)
Пары аммиака By 5 В
.725 G95)
Рис. 2. Агрегат аммиачный компрессор-конденсаторный АКАУ-45-Н (в скобках указаны
размеры для АКАУ-45-I).
Поры аммиака By 70
B24
Рис. 3. Агрегат аммиачный компрессор-конденсаторный АКАУУ-90-I (в скобках указаны размеры для
АКАУУ-90-Н).
В верхней части цилиндров расположены водяные Подшипники вала роликовые, бочкообразные, са-
рубашки. моустанавливающиеся. Подшипник со стороны масля-
Коленчатый вал компрессоров стальной, штампован- ного насоса закреплен, со стороны сальника плаваю-
ный, двухопорный. Два колена расположены под углом
щии.
Шатуны компрессоров стальные, штампованные, дву-
180 . Два противовеса, предназначенные для уравнове- таврового сечения, имеют неразъемные верхние и с ко-
шивания сил инерции, выполнены заодно с валом. сым разъемом нижние головки.
55

Техническая характеристика
Показатель
Марка машины
XMAB-22-II
XMAB-22-I
ХМАУ-45-И
ХМАУ-45-I
ХМАУУ-90-Н
ХМАУУ-90-I
Марка
компрессор-конденсаторного агрегата
Компрессор
марка
число цилиндров, шт
диаметр цилиндров, мм . . .
ход поршня, мм
число оборотов в минуту . .
теоретический часовой объем,
мъ\ч
холодопроизводительность,
ккал\ч
при *0=—15°С, гк=+30°С .
при *о=0°С, *K=+35°C . . .
диаметр всасывающего
трубопровода, мм
диаметр нагнетательного
трубопровода, мм
вес, кг
род привода
Электродвигатель
марка
номинальная мощность, кет .
напряжение, в
вес, кг
Конденсатор
марка*
внутренняя теплообменная
поверхность, м2
число ходов воды*
AKAB-22-II
число труб
расход охлаждающей воды в
зависимости от режима,
л/3/*** . .
диаметр входного и
выходного водяных патрубков,
мм
вес, кг
Маслоотделитель
марка ....
условный проход по газу, мм
вес, кг
Марка реле давления
Компрессор-конденсаторный
агрегат
вес, кг
габаритные размеры, мм
длина
ширина
высота
Марка испарительно-регулирую-
щего агрегата
Испаритель
марка
внутренняя теплообменная
поверхность, м2
число ходов рассола ....
число труб
расход рассола в зависимости
от режима, мъ\я
AKAB-22-I
960
42,5
16500
30000
АВ-22
2
82
70
1440
64
23500
43800
40
32
163
АП62-6
10
АП62-4
14
КТГ-4
КТГО-4
4,5
14
66
1,80—4,25
3,6—8,5
220/380
115
КТГ-6
КТГО-6
6,5
14
8
73
3,3—6,2
6,6—12,4
350
50
430
МОВ-32М
32
32
РДА
725
1455
800
1215
ААИР-30
ИТГ-6
6,5
73
4,1-7,5
14
870
1720
800
1215
ААИР-45
ИТГ-9
9,4
95
7,5—10,9
АКАУ-45-И
АКАУ-45-I
960
85
33000
60000
АУ-45
4
82
70
1440
128
47000
87500
50
40
260
Непосредственный
АП72-6
20
145
КТГ-9
КТГО-9
9,4
14
95
3,6—8,5
7,2—17,0
220/380
АП72-4
28
200
КТГ-13
КТГО-13
14,06
14
140
6,6—12,5
13,2—25,0
50
520
685
МОВ-40Б
40
37
РДА
1043
1825
725
1255
ААИР-60
ИТГ-13
14,06
140
8—15
1230
1825
795
1380
ААИР-90
ИТГ-18
19,3
12 201
15—20
АКАУУ- I АКАУУ-
90-Н I 90-I
АУУ-90
82
70
960
170
66000
120000
1440
256
96000
175000
70
50
440
АП82-6
40
АП82-4
55
360
КТГ-18
КТГО-18
19,3
10
6
158
7—17
220/380
14—34
970
400
КТГ-26
КТГО-26
26,5
10
6
225
14—25
28—50
70
1460
МОВ-50
50
49
РДА
1835
2210
1090
1480
ААИР-120
ИТГ-26
26
10
225
16—30
2160
2330
1140
1650
ААИР-180
ИТГ-36
36
8
260
30—43
В числителе—для проточной воды, в знаменателе—для оборотного водоснабжения.

Продолжение
Показатель
Марка машины
XMAB-22-II
XMAB-22-I
ХМАУ-45-И
ХМАУ-45-I
ХМАУУ-90-Н
>ХМАУУ-90-1
диаметр входного и
выходного рассольных патрубков,
мм • .
вес, кг
Автоматическая регулирующая
станция (АРС)
марка
вес, кг
габаритные размеры, мм[
длина
ширина
высота
Приборы автоматики, входящие
в АРС
терморегулирующий вентиль,
марка
соленоидный вентиль, марка .
реле температуры, марка . .
фильтр-осушитель, марка . .
вес ААИР, кг
габаритные размеры, мм
длина
ширина .
высота
Количество холодильного агента,
заряжаемого в машину (аммиак
ГОСТ 6221—52), кг
Щит управления
марка однокамерного ....
марка многокамерного . . .
вес, кг
габаритные размеры, мм
длина
ширина
высота
Щит сигнализации
марка
вес, кг
габаритные размеры, мм
длина
ширина
высота
400
АРС-10
17
555
250
570
ТРВА-20М
СВМ-10
50
589
АРС-151
29
560
345
700
ТРВА-40М
СВМ-15
ФА-10
440
1700
490
1235
60-80
ТР-1-02-Х
ФА-15
644
1835
490
1235
75—90
Щу АВ-22
Щу АУ-45
43 I 43
Щс ФВ-20
70
645
АРС-15
30
560
345
700
ТРВА-80М
СВМ-15
80
1046
АР С-25
49
ТР-1-02-Х
916
390
518
ТРВА-80М
СВМ-25
ФА-15
680
1830
560
1360
120—140
ФА-20
1105
1885
675
1480
150—180
380
480
695
Щу АВ-22
Щу АУ-45
43 I 43
Щс ФВ-20
6,2
245
175
295
100
1390
АРС-32
56,5
925
462
685
125
1717
АРС-32
56,5
925
462
685
ТРВА-120М*
СВМ-25
ТР-1-02-Х
ФА-25
1460 | 1880
2020
800
1425
200—240
Щу
Щу
66
2850
800
1680
280—320
АУУ-90
АУУ-90М
I 66
500
420
840
Щс ФВ-20
* 2 шт.
В верхние головки шатунов запрессованы
тонкостенные разрезные бронзовые втулки; в нижних
головках помещаются стальные тонкостенные вкладыши
автомобильного типа с тонким слоем баббита. Поршень
чугунный, с двумя уплотнительными кольцами в
верхней части и одним маслосъемным в нижней.
Полость цилиндра сообщается со всасывающей
полостью компрессора шестью сверлеными отверстиями
в гильзе.
Всасывающий клапан ленточный, крепится к
поршню винтами.
Нагнетательный клапан групповой, пятачковый.
Седло его притерто к цилиндрической гильзе и
прижимается к ней буферной пружиной.
Сальник компрессоров графитовый,
самоустанавливающийся, пружинный. Торцовое уплотнение
осуществляется графитовым и стальным кольцами, уплотнение
по валу—кольцами из маслостойкой резины. Сальник
снабжен перепускным редукционным вентилем для
регулирования давления масла, поступающего в
коленчатый вал, и штуцером для манометра, показывающего
давление масла.
Система смазки компрессора комбинированная,
принудительная, с помощью шестеренчатого масляного
насоса (шатунных шеек и сальника) и разбрызгиванием
(зеркала цилиндров, поршней, поршневых колец и
коренных подшипников). В коленчатый вал масло
поступает через сальник.
Масляный насос компрессоров шестеренчатый,
затопленного типа, создающий давление на 0,8—
1,5 кгс/см2 выше давления в картере. Масло очищается
фильтрами грубой и тонкой очистки.
В случае падения напряжения в электрической сети
не более чем на 10% компрессоры легко запускаются при
57

работе холодильной установки в автоматическом
режиме.
В настоящее время в конструкцию компрессоров
АУ-45 и АУУ-90 внедряются клапан-байпас и обратный
клапан, обеспечивающие разгрузку пуска компрессора,
что позволит осуществлять запуск и при большем
падении напряжения. Привод механизма клапана-байпаса
осуществляется от масляной системы компрессора.
Предохранительный клапан встроен во
всасывающую полость компрессора. При давлении в полости
нагнетания выше допустимого происходит перепуск паров
холодильного агента из полости нагнетания в полость
всасывания.
Конденсаторы агрегатов горизонтальные, кожухо-
трубные, с гладкими бесшовными стальными теплооб-
менными трубами диаметром 25x2,5.
525
, -*н Поры аммиака Dy 40
Зарядка аммиакаЯуо А/
Рис. 4. Агрегат аммиачный испарительно-регулирующий ААИР-45 (в скобках указаны
размеры для ААИР-30).
Жидкий^
аммиак
ду15(Ву20)\ I
Пары аммиака ду40( By 50)
58
Рис. 5. Агрегат аммиачный испарительно-регулирующий ААИР-60 (в скобках указаны
размеры для ААИР-90).

ijlupbi аммиака By 80
WtO(W66)
*
Рис. 6. Агрегат аммиачный испарительно-регулирующий ААИР-180 (в скобках указаны
размеры для ААЙР-120).
Трубы развальцованы в решетках. Решетки
конденсаторов закрываются крышками с внутренними
ребрами, делящими пучок теплообменных труб на секции, по
которым последовательно протекает вода.
В нижней части обечайки имеется сборник жидкого
аммиака, исключающий необходимость установки
отдельного ресивера.
Конденсатор снабжен предохранительным клапаном,
указателем уровня аммиака, вентилем для
присоединения трубки от манометра и вентилем для спуска
воздуха, а также водяными крышками двух типов: для
оборотного и прямоточного водоснабжения. Крышки можно
уименять местами.
" В нижней части аппарата находится отстойник,
через спускной клапан которого спускаются масло и
грязь.
Маслоотделители агрегатов представляют собой
стальные вертикальные аппараты. В них масло
отделяется от паров аммиака при резком изменении
направления и величины скорости пара, охлаждении последнего
водяным змеевиком и прохождении его через слой
керамических бус. Отделившееся масло стекает в поддон и
периодически перепускается поплавковым регулятором
в картер компрессора.
Величины действующих на фундамент динамических
нагрузок от компрессоров незначительны. Поэтому
компрессор-конденсаторные агрегаты не требуют
специальных антивибрационных фундаментов и могут
устанавливаться на междуэтажных перекрытиях, способных
выдержать вес оборудования.
Испарительно-регулирующий агрегат ААИР (рис. 4,
5, 6) состоит из испарителя и смонтированной на нем
регулирующей автоматической станции.
Испаритель горизонтальный, кожухотрубный,
многоходовой, с гладкими цельнотянутыми стальными
трубами диаметром 25X2,5, развальцованными в трубных
решетках. В верхней части его установлен сухопарник
для осушения паров аммиака и их перегрева, в нижней
части — отстойник, через который периодически
спускается масло. Для аварийного выпуска аммиака на
испарителе предусмотрен предохранительный клапан.
Автоматическая регулирующая станция
представляет собой щит, на котором смонтированы приборы
автоматики: соленоидный , и терморегулирующии вентили,
реле температуры, запорная арматура, манометр и ма-
новакуумметр, фильтр-осушитель и вентиль для
заполнения системы аммиаком.
Запорный соленоидный вентиль отключает
конденсатор от испарителя во время стоянки компрессора и
предотвращает переполнение испарителя жидким
аммиаком.
Терморегулирующии вентиль — автоматический
дросселирующий орган, отрегулированный на
определенную температуру перегрева. Он предохраняет
компрессор от гидравлического удара и обеспечивает
необходимый уровень жидкого холодильного агента в
испарителе.
480
380
-н \отв.Ф12
Заземление
Рис. 7. Щит управления Щу АВ-22 и Щу АУ-45.
59

2 74
Ш 1ф^?
Рис. 8. Щит управления Щу АУУ-90 и
Щу АУУ-90М.
Требуемая температура выходящего из испарителя
рассола автоматически поддерживается двухпозицион-
ным дистанционным термореле, включающим
электродвигатели компрессора и насоса.
Щиты управления Щу АВ-22 (рис. 7) и Щу
АУУ-90 (рис. 8) предназначены для автоматического
и ручного управления, а также наблюдения за работой
однокамерной холодильной установки, а щиты
управления Щу АУ-45 (рис. 7) и Щу АУУ-90М (рис. 8) —
за работой трехкамерной холодильной установки.
Щит сигнализации Щс ФВ-20 (рис. 9) служит для
дистанционного наблюдения за работой холодильной
установки и сигнализации о неисправностях.
Черкесский завод холодильного машиностроения
поставляет заказчикам машины для следующих систем:
однокамерной рассольной; трехкамерной
рассольной; с непосредственным охлаждением;
укомплектованной несколькими машинами.
В поставки для однокамерной и трехкамерной
рассольных систем входят компрессор-конденсаторный и ис-
парительно-регулирующий агрегаты, щиты управления
и сигнализации, комплект нормального и специального
инструмента, комплект запасных частей.
Для системы с непосредственным охлаждением
поставляются компрессор-конденсаторный агрегат,
комплект нормального и специального инструмента и
комплект запасных частей.
В последнем случае поставляются все составные
части для однокамерной и рассольных систем, за
исключением щитов управления и сигнализации. Каждый вид
поставок оговаривается при заказе. В случае отсутствия
специальных указаний заказчику поставляется
оборудование для системы, укомплектованной несколькими
машинами.
Поставка компрессор-конденсаторного агрегата для
проточного или оборотного водоснабжения также
оговаривается при заказе. При отсутствии указаний
поставляется агрегат для оборотного водоснабжения.
По требованию заказчика компрессоры АВ-22,
АУ-45 и АУУ-90 с запасными частями могут
поставляться без холодильной машины.
245
175 >
U ^ J ^4отв.Ф/0
Рис. 9. Щит сигнализации Щс ФВ-20.
Заземление
Холодильные машины XMAB-22-I и XMAB-22-II,
ХМАУ-45-I и ХМАУ-45-И, ХМАУУ-90-I и ХМАУУ-90-Н
выпускаются взамен холодильных машин АКАУ-ЗОМ
и АКАВ-15М.
В. В. КАТЕРУХИН — ВНИИхолодмаш
УДК 621.564.25@83.3)
Таблицы теплофизических свойств фреона-142
Ниже приводятся таблицы теплофизических свойств
фреона-142 на линии насыщения в системе единиц
МКГСС (табл. 1) и системе СИ (табл. 2).
Сведения о термодинамических величинах: давлений
насыщенного пара р, удельных весах жидкости у' и
пара у", теплоте парообразования г — заимствованы из
работы [1].
Теплоемкость жидкости ср вычислена по формуле,
предложенной Васьковым [2]:
60

Таблица 1
/, °с
—40
-30
—20
—10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
р,
кГ1См?
0,244
0,410
0,655
1,003
1,481
2,120
2,953
4,016
5,348
6,992
8,993
11,400
14,280
7%
кГ\м*
1270
1248
1226
1202
1175
1146
1116
1084
1052
1019
985
951
917
Г,
кГ/ж3
1,274
2,061
3,187
4,746
6,849
9,625
13,210
17,780
23,490
30,610
39,450
50,400
63,860
г,
ккал] кг
56,59
55,48
54,26
52,92
51,45
49,84
48,06
46,16
44,12
41,93
39,69
37,24
34,64
'*• ,
ккал!
(кг • град)
0,284
0,288
0,291
0,295
0,299
0,302
0,306
0,310
0,315
0,319
0,324
0,328
0,333
ккал!
(м • ч •
град)
0,095
0,092
0,088
0,085
0,082
0,078
0,075
0,071
0,068
0,065
0,061
0,058
0,053
а • 10%
M2j4
2,62
2,54
2,47
2,40
2,33
2,26
2,19
2,12
2,05
1,98
1,91
1,85
1,78
(х • Ю%
кГ - сек\м2
0,551
0,507
0,467
0,431
0,398
0,368
0,341
0,316
0,293
0,272
0,252
0,233
0,215
v • 10%
м2\сек
0,425
0,398
0,374
0,352
0,332
0,315
0,300
0,286
0,273
0,262
0,251
0,240
0,230
сг . 10%
кГ) м
19,5
18,2
16,9
15,4
14,0
12,6
11,2
9,7
8,4
7,2
6,0
5,0
4,0
Р • ю%
\\град
14,03
16,60
19,00
21,40
. 23,70
25,80
27,90
29,80
31,70
33,60
35,30
37,00
38,60
Рг
5,85
5,64
5,45
5,28
5,13
5,01
4,92
4,84
4,78
4,73
4,69
4,66
4,64
Таблица 2
щ
*
\
t, °с
—40
—30
—20
—10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
\
Р, бар
0,239
0,403
0,642
0,984
1,452
2,079
2,896
3,938
5,245
6,857
8,819
11,180
14,000
г, кд
236,9
232,3
227,2
221,6
215,4
208,7
201,2
193,3
184,7
175,5
166,2
155,9
145,0
Р'»
кг\мг
1270
1248
1226
1202
1175
1146
1116
1084
1052
1019
985
951
917
Р",
кг!мъ
1,274
2,061
3,187
4,746
6,849
9,625
13,210
17,780
23,490
30,610
39,450
50,400
63,860
>
кдж\
(кг • град)
1,189
1,206
1,218
1,235
1,252
1,264
1,281
1,298
1,318
1,336
1,356
1,373
1,394
х,
в/га/
(м • град)
0,1106
0,1067
0,1027
0,0988
0,0948
0,0909
0,0869
0,0830
0,0790
0,0751
0,0711
0,0668
0,0618
а • 10%
м21сек
0,728
0,705
0,686
0,667
0,648
0,628
0,609
0,590
0,570
0,550
0,530
0,514
0,495
{А • 10%
н сек!м2
5,403
4,972
4,580
4,227
3,903
3,609
3,344
3,099
2,873
2,667
2,471
2,285
2,108
v • 10%
м2\сек
0,425
0,398
0,374
0,352
0,332
0,315
0,300
0,286
0,273
0,262
0,251
0,240
0,230
а • 10%
н\м
191,2
178,5
165,7
151,0
137,3
123,6
109,8
95,1
82,4
70,6
58,8
49,0
39,2
Р • ю%
\[град
14,0
16,6
19,0
21,4
23,7
25,8
27,9
29,8
31,7
33,6
35,3
37,0
38,6
Рг
5,85
5,64
5,45 1
5,28 1
5,13
5,01
4,92
4,84
4,78
4,73
4,69
4,66
4,64
ср = 0,2986 + 0,379 • 10~31+
+ 0,66 • 10"t2 ккал\(кг • град).
Коэффициенты теплопроводности жидкости %
приняты по данным Цветкова [3]. Коэффициенты
динамической вязкости \х найдены по кривой, построенной на
основании опытных значений вязкости, приведенных
Планком [4]. Для определения поверхностного
натяжения о и коэффициента объемного расширения
жидкости р применен метод, описанный в работе [5].
Коэффициенты температуропроводности а и
кинематической вязкости v, а также критерии Прандтля для
жидкости вычислены по формулам
X
а-
Ср1
-, м2\ч\
,=._??
м2\сек\ Рг =
Данные табл. 1 и 2 могут быть использованы для
расчетов процессов теплообмена в аппаратах
холодильных машин.
ЛИТЕРАТУРА
1. Термодинамические свойства фреона-142.
«Холодильная техника», I960, № 3.
2. В а с ь к о в Е. Т. Экспериментальное исследование
термодинамических свойств фреонов ФС-318, Ф-114
и Ф-142. Кандидатская диссертация ЛТИХП, 1964.
3. Цветков О. Б. Исследование теплопроводности
жидких фреонов. Кандидатская диссертация.
ЛТИХП, 1965.
4. Р1 a n k R. Handbuch der Kaltetechnik, 1956, Bd IV.
5. Данилова Г. Н. Таблицы теплофизических свойств
фреона-13. «Холодильная техника». 1966, № 3.
Канд. техн. наук, доц. Г. Н. ДАНИЛОВА — ЛТИХП

СОДЕРЖАНИЕ
В. А. Дедух. Основные направления развития холодильного хозяйства в стране . 1
В. Д. Вайнштейн. Влияние давления нагнетания на коэффициент подачи
поршневых компрессоров : 4
Е. И. Андрачников, В. И. Канторович. Надежность герметичных агрегатов .... 7
Г. И. Черняк, А. Ф. Надточаев, В. Е. Соболев. О вибрациях домашних
компрессионных холодильников \0
А. С. Багинский, Г. Е. Завелион, С. Л. Геллер, В. П. Сероштанов. Новые пульты
управления аммиачными одно- и двухступенчатыми компрессорами 11
3. А. Ковачева, Н. Г. Колядика, А. П. Езжев, Э. Н. Голован. Выбор резин для
уплотнения фреоновых холодильных машин 15
А. В. Клецкий. Термодинамические свойства фреона-11 18
П. И. Андрусенко. Охлаждение и хранение сардины на БМРТ в условиях тропиков 21
A. А. Демина, Г. А. Баландина, Л. А. Мишучкова. Микробиологическая
характеристика охлажденного мяса три авторефрижераторных перевозках и
холодильном хранении 24
B. Ф. Чайковский, Ч. Б. Гранин. Диаграммы концентрация-энтропия для смесей
фреонов 26
В. И. Матвеев. Некоторые особенности проектирования холодильных установок
для районов с влажным тропическим климатом 31
Обмен опытом
И. А. Володарский, Г. Е. Завелион. Подключение катушек магнитных пускателей
или контакторов электродвигателей компрессоров 33
А. Г. Гашев. Из опыта эксплуатации реле давления РД-1 34
А. В. Панюшкин. Восстановление и усиление грузоподъемной рамы
аккумуляторных погрузчиков 35
A. И. Гуславский. Передвижной молокоприемный охладительный пункт .... 36
Консультация
Н. Д. Зубова, И. И. Шинкаренко. Рекомендации по настройке и эксплуатации
фризеров 38
B. В. Оносовский, М. Ю. Налимова. Применение ротаметров для измерения
расхода жидкого холодильного агента 40
Критика и библиография
Книги по холодильной технике, выходящие в свет в первом полугодии 1967 г. 42
Хроника
Выставка «Инпродмаш-67» 44
Новости иностранной техники
М. В. Колодин, Е. М. Рутгайзер, С. Сейиткурбанов. Новая схема опреснения
морской воды вымораживанием 45
Г. Лорентцен. Определение размеров отделителей жидкости 47
Н. Я. Барулин. Новая система холодильной машины 50
Новые изобретения 53
Справочный отдел
В. В. Катерухин. Аммиачные холодильные машины средней холодопроиз-
водительности 54
Г. Н. Данилова. Таблицы теплофизических свойств фреона-142 \ . 60
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Н. Кобулашвили (главный редактор), Д. Г. Рю-
тов (зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора),
проф. И. С. Бадылькес, Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, М. Г. Дик, В. А. Дедух,
А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С. Мартынов, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мер-
тешов, Р. В. Павлов, Н. В. Померанцева, проф. Г. Б. Чижов, В. И. Шелапутин,
А. П. Шеффер.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костикова, 12. Телефон Д 0-00-34, доб. 49.
Технический редактор Н. И. Федорова
Т—15344 Сдано в набор 3/XI 1966 г. Поди, в печ. 20/ХН 1966 г.
Формат 84Xl087ie. Печ. л. 4 (привед. 6,72) Уч.-изд. л. 7,32
Тираж 15 400 Заказ 4525. Цена 50 коп.
Типография изд-ва «Московская правда». Потаповский пер., 3.