CC BY
30
смолу древесной муки в количестве 2-4 м.ч. на 100 м.ч. смолы. Однако максимальная прочность склеивания была достигнута при вязкости 180 с, которая получена при введении 5 м.ч. древесной муки, что объясняется высокой проницаемостью березового шпона.
Минеральный наполнитель - каолин увеличивает концентрацию клеевого раствора в большей мере, чем вязкость. Максимальная прочность при скалывании по клеевому слою для каолина достигается при введении его в количестве 10 м.ч. и 45 м.ч. на 100 м.ч. смолы, хотя вязкость клеевого раствора составляла соответственно 40 и 49 с.
Следует отметить, что оптимальное количество наполнителя для малотоксичной смолы совпадает с данными, полученными ранее для КФС с содержанием свободного формальдегида от 1 до 2,5 %.
Полученные данные по оптимальному количеству органического (древесная мука) и минерального (каолин) наполнителей для клеевого раствора на основе централизованно производимой смолы КФ-
МТ-15 позволяет сделать вывод о возможности ее широкого применения для производства фанеры и мебели (отечественных мебельных щитов).
В части облицовывания мебельных щитов работу с органическими наполнителями предполагается продолжить.
Библиографический список
1. Уголев Б.Н. Сессия РКСД на передовом предприятии отрасли // Деревообрабатывающая промышленность, 2007. № 1. С. 21-22.
2. Темкина Р.З. Синтетические клеи в деревообработке. М., Изд-во «Лесная промышленность», 1971. 286 с.
3. Доронин Ю.Г., Свиткина М.М., Мирошниченко С.Н. Синтетисеские смолы в деревообработке. М., Изд-во «Лесная промышленность», 1979. С. 208.
4. Разиньков Е.М., Мурзин В.С., Кан-тиева Е.В.. Технология и оборудование клееных материалов и древесных плит. Воронеж, 2007. 348 с.
УДК 536.241
ТЕПЛООБМЕН ЧЕРЕЗ ЗОНУ КОНТАКТА ПЕРИОДИЧЕСКИ СОПРИКАСАЮЩИХСЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ ОТСУТСТВИИИ КОНТАКТНОГО ТЕРМОСОПРОТИВЛЕНИЯ В. М. Попов, А. П. Новиков, А. А. Карпов
ФГБОУ ВПО «Воронежская государственная лесотехническая академия»
Во многих областях техники при проектировании и эксплуатации теплона-пряженных технических систем приходит-
ся учитывать тепловые процессы, протекающие в зоне контакта соприкасающихся металлических поверхностей. До настоя-
щего времени в основном изучались процессы формирования термосопротивлений в зоне раздела для статических контактов [1, 2]. В тоже время во многих энергетических установках, двигателях внутреннего сгорания, металлообрабатывающих комплексах имеют место соединения с периодически контактирующими металлическими поверхностями, через которые транспортируются тепловые потоки.
Исходя из известных положений по теории контактного теплообмена [3], можно утверждать, что процесс переноса тепла через периодически контактирующие поверхности зависит от температурных условий на поверхностях контакта, теплофизи-ческих свойств материалов контактирую-
щих тел, частоты и продолжительности контакта, а также от величины контактного термосопротивления в зоне соприкосновения поверхностей тел при замкнутых контактах.
Рассмотрим тепловую модель процесса теплообмена через периодически соприкасающиеся поверхности двух металлических стержней при отсутствии контактного термосопротивления при замкнутых контактах, т.е. имеет место идеальный контакт ^ 0).
На рис. 1 изображена система из двух идентичных по размерам и материалам контактирующих торцами стержней АВ и CD.
А В С I)
Рис. 1. Схема контактной пары стержней (а) и распределения температуры в периодически
контактирующих стержнях (б)
На противоположных от зоны контакта торцах стержней поддерживаются постоянные температуры ТА и , причем
Та > Т^ . Тепловой поток транспортируется от сечения А до сечения Б через стержни при условии адиабатности боковых поверхностей. Тогда распределение температур по длине стержней при их непосредственном контактировании изобразится линией АОБ при разъединении стержней линией АО 'О "Б (рис. 1,б). Есть
основания полагать, что в условиях прерывистого контакта с постоянной частотой касания распределение температуры будет укладываться между отмеченными крайними положениями.
На рис. 2,б приведена схема мгновенного распределения температуры для условия, когда торцевые поверхности стержней контактируют (линия
(А^1О^1 Б) и когда поверхности разъединены (линия АаО 'O"dlD ).
Рис. 2. Схема контактной пары стержней (а) и мгновенного распределения температуры в
периодически контактирующих стержнях (б)
Смоделируем распределение усредненной по времени температуры в «горячем» стержне, для чего разделим его на конечные элементы в соответствии с местами установки термопар, как это показано
на рис. 3, а. Значения температур на рис. 3 по длине стержня Т[ир,....,Т5пр имитируют
полученные в процессе эксперимента температуры для режима периодического контактирования при условии идеального
контакта, когда Rk ^ 0 . Проведем графическую интерпретацию длины участка стержня , представляющего собой термосопротивление за счет периодического прерывания теплового потока. Отсюда можно считать, что на пути теплового потока возникают два независимых термосопротивления R1 и R2. Первое сопротивление R1 создается непосредственно материалом стержня длиной h в условиях постоянного контакта. Второе термосопро-
тивление R2 выражает термосопротивление за счет периодического прерывания теплового потока при разъединении стержней и может быть выражено участком стержня длиной ^р .
Согласно данным рис. 3 появляется возможность аналитического выражения потерь теплового потока при периодическом прерывании теплового потока за счет разъединения стержней.
Л
1 2 3 4 5
б)
Рис. 3. Распределение усредненной температуры в «горячем» стержне в статическом и прерывистом состоянии (а) и стержень с местами установки термопар (б)
Тогда разность между тепловыми потоками для стационарного и квазистационар-
ного стоянии запишется
Qст Qк
^м (Т1пр — Т\) ^м (Т2пр — Т2)
1пр х — Хп
пр Х — Хп
^м (Т5пр — Т5 )
5пр Х^ — Хп
Отсюда в безразмерной форме
Н =
Qcm Qк
Qс
Т1пр — Т1
та — т
Отсюда
п н
п =-
пр 1 — н
(3)
Для отражения независимости термосопротивлений Rl и R2 вводятся без-
размерные комплексы
Г т-2 Л УП
пр
2
V
а
и
У к )
У
характеризующие собой термосопротивление вследствие периодического прерывания процесса теплообмена при разъединении стержней и непосредственно стержня, а также соотношение длительности контакта к длительности периода ( V - частота контактов; т^ - время в течение одного цикла; когда поверхности находятся в контакте; а - коэффициент теплопроводности).
Особый практический интерес представляет установление зависимости
уh,
пр
а
- Г К)
(4)
для условий, близких к реальным.
Для установление такой зависимости поставлены эксперименты на установке [4], состоящей из двух стержней диаметром 24 мм и длиной по 120 мм с тепловой изоляцией на боковых поверхностях стержней. Верхний стержень имитирует горячий источник в виде электронагрева-
Т5пр — Т5
Та — Т5
К
пр
к+К
(1)
(2)
пр
теля, мощность которого регулируется реостатом. Нижний стержень выполняет функции холодильника за счет проточной воды, проходящей через специальную камеру. Конструкция крепления стержней предусматривает возможность их замены. С помощью электродвигателя через вал с кулачком верхней стержень совершает возвратно-поступательное движение. Время контакта стержней торцевыми поверхностями регулируется специальным тай-мерным блоком, позволяющим отключать электродвигатель на заданный период времени. Заданное давление в зоне контакта стержней поддерживается сменными пружинами.
В каждый из стержней по их длине установлены по четыре хромель-копелевые термопары. Кроме этих термопар еще одна установлена в непосредственной близости от нагревателя. ЭДС термопар фиксируется самопишущим потенциометром или осциллографом. Опыты проводились в следующей последовательности. Для каждой серии опытов перед включением нагревателя запускался электродвигатель и проводилось порядка 50 циклов контактирования и разъединения стержней. После такого механического тренинга включились электронагреватель и холодильник. С помощью реостата и
таймера задавались частота и длительность контакта стержней. После достижения выраженного квазистационарного теплового режима по длине стержней замерялись температуры в периоды непосредственно контакта и разъединения стержней и температура ТА в области нагревателя (рис. 3). По полученным значениям температур, используя формулы (2) и (3), находили длину участка стержня, имитирующего термосопротивление за счет периодического прерывания теплового потока. Входящее в (3) значение длины стержня принималось из конкретного размера «горячего» стержня до термопары в области нагревателя. Как отмечалось выше, предлагаемая тепловая модель предусматривает отсутствие контактного термосопротивления Rfc при замкнутых контактах. Подобный процесс теплообмена характерен для контактных пар с поверхностями высокой чистоты обработки при больших усилиях прижима, малых тепловых потоках, а также наличии в зоне контакта высокотеплопроводных прокладок или покрытий на поверхностях контактов.
В качестве объектов исследований использовались стержни из нержавеющей стали марки 12Х18Н10Т с контактными поверхностями, обработанными шлифованием до чистоты с Rz « 0,8 мкм. На поверхность «горячего» стержня гальваническим способом наносилась кадмиевое покрытие толщиной 5 = 60 мкм. Усилие прижима поверхностей стержней поддерживалось на уровне 0,08...0,16 МПа, температура порядка 418^. График зависимости термосопротивления в безразмерной
форме представлен на рис. 4.
а 10'
10
1,0
-1 10
-2
10
10
10
V4
1 й
\
\ X
к
1
* 1
X - I х о \ф
о -А - 2 3
□ -* — 4 5 1
ф -£ - 6 7
о
<>чк)
0,2 0,4 0,6 0,8 Рис. 4. Зависимость термосопротивления за счет периодического прерывания теплового потока от отношения длительности контакта к длительности периода при различной частоте контактов
стержней для условия отсутствия контактного термосопротивления в зоне сопряжения стержней: 1 - у=0,08 Гц; 2 - 0,11 Гц; 3 - 0,25 Гц; 4 - 0,6 Гц;
5 - 0,96 Гц; 6 - 1,7 Гц
Из анализа рис. 4 можно сделать вывод, что для периодически контактирующих стержней при отсутствии контактного термосопротивления соотношение между общим термосопротивлением на пути теп-
^П2 ^
пр
2
и
лового потока в виде комплекса
I а 2 У
частотой и длительностью контакта в виде комплекса (утк) описывается единой кри-
вой и подтверждает корректность зависимости (2). Отсюда же следует, что при увеличении частоты и при достаточно больших значениях комплекса (утк) потери теплового потока, вызываемого его периодическим пребыванием, будут минимальными.
Результаты проведенных исследований представляют интерес при проектировании и эксплуатации теплонапряженных систем с периодически контактирующими элементами.
Библиографический список
1. Шлыков Ю.П., Ганин Е.А., Царев-ский С.Н. Контактное термическое сопро-
тивление. М.: Энергия, 1977. 328 с.
2. Попов В.М. Теплообмен в зоне контакта разъемных и неразъемных соединений. М.: Энергия, 1971. 214 с.
3. Меснянкин С.Ю., Викулов В.Г., Викулов Д.Г. Современный взгляд на проблемы теплового контактирования твердых тел // Успехи физических наук, 2009. Т. 179. № 9. С. 945-270.
4. Popov V.M, Karpov A.A. Cherny-shov A.D. Contact heat conduction Through Periodically contacting rods // Journal of Engineering Physics and Thermo physics, 2008. V. 81. № 5. P. 1021-1032.
674.613
ЗАГАЗОВАННОСТЬ ФОРМАЛЬДЕГИДОМ ВОЗДУХА ОТ ПРОИЗВОДСТВА
ДРЕВЕСНО-СТРУЖЕЧНЫХ ПЛИТ Е. М. Разиньков
ФГБОУ ВПО «Воронежская государственная лесотехническая академия»
При работе цеха древесностружечных (ДСтП) плит воздух территории вокруг цеха загрязнен вредным для человека газом - формальдегидом. Предельно-допустимая концентрация (ПДК) этого газа в воздухе рабочей зоны (в цехе) составляет 0,5 мг/м3 воздуха, а в воздухе помещения (или жилой зоны) - 0,003 мг/м3 воздуха. Однако, в действительности, при работе цеха средней мощности концентрация формальдегида в воздухе рабочей и жилой зоны вокруг цеха значительно превышает ПДК.
Кафедра МТД ФГБОУ ВПО «ВГЛТА» имеет научные разработки по технологии производства малотоксичных древесно-стружечных плит, новизна которых подтверждена патентами на изобретения. В их основе лежит использование в технологии плит химических препаратов комплексного действия для одновременного снижения выделения формальдегида до класса Е-1, придания плитам биостойкости, исключения из технологии плит вредных для человека хлорсодержащих отвер-дителей карбамидоформальдегидных смол.
