Ресурсосберегающие технологические процессы обработки древесины тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 11.00.11, доктор технических наук в форме научного доклада Мелехов, Владимир Иванович

• Мелехов, Владимир Иванович
• доктор технических наук в форме научного доклада
• 1998

Оглавление диссертации доктор технических наук в форме научного доклада Мелехов, Владимир Иванович

Иная динамика процесса обезвоживания наблюдается у деструктированной древесины. При степени деформирования 35.37% удаляется большая часть свободной влаги, а связанная влага остается в волокнистых фракциях во всем диапазоне деформирования. Механическое удаление свободной влаги из древесины энергетически в 4.6 раз эффективнее, чем путем испарения при конвективной сушке.

1.4. Технологические основы получения фиброкомпозиционных материалов из деструктированной древесины

Закономерности глубокой деструкции древесины при поперечном сжатии, характер образовавшихся волокнистых элементов, проявившиеся при этом их физические свойства и особенности позволили разработать направление получения новых фиброкомпозиционных материалов. Для этого некондиционные отходы лесопильного производства (короткомерные отрезки) путем последовательного разностороннего деформирования в прессе П-250 были доведены до разрушения, древесина разделена на длинные волокнистые фракции толщиной не более 4.5 мм. Из этих фракций формировался ковер, который помещался в ванну со связующим (смола ФРФ-50), затем извлекался и отжимался в прессе до заданного значения. Выбор связующего определялся необходимостью получения материала повышенной водостойкости. Расход смолы (по твердому остатку к массе абсолютно сухой древесины) составлял от 4,8 до 12%. Древесную массу с внесенным связующим заформовывапи и производили полимеризацию смолы. Степень уплотнения ковра задавали предварительно. После полной полимеризации и выдержки в течение 12 ч материал подвергали испытаниям по методике, адекватной применяемой при испытаниях древесины. Аналогично были получены новые материалы из древесины, не доведенной до полной деструкции, а деформированной до 40.45%. Цикличной неоднократной пропиткой связующим удалось получить материал по внешнему виду очень близкий к натуральной древесине, но отличающийся по свойствам. В табл. 1,2 приведены основные показатели свойств новых материалов. Как следует из результатов исследований, новые материалы из некондиционных отходов древесины обладают существенно лучшими физико-механическими показателями по сравнению с цельной древесиной. Прочность при изгибе, сжатии вдоль и поперек волокон увеличивается в 2,2.4,4 раза, плотность может изменяться от 0,40 до 1,52 г/см3, характеристики могут быть заранее заданы в зависимости от назначения изделия. Упругие характеристики новых материалов более однородны, пластические деформации уменьшаются ' в 2,5.3 раза. Варьируя многочисленные сочетания отдельных параметров десТруКтированных элементов древесины, можно получить на их основе материалы с принципиально новыми заранее прогнозируемыми свойствами, недостижимыми для натуральной древесины.

Таблица

Основные физико-механические показатели свойств фиброкомпозиционных материалов (Исходный материал - сосна, влажность волокнистой фракции 18%, контрольные образцы из древесины сосны, \\'„ - 18,2%.)

Свойства материала Древесина (сосна) Фиброкомпозицонный материал

Плотность р, г/см р = 0,58 0,42 0,51 0,62 0,75 0,9 1,04 1,

Водопоглощение, % 28 24,6 16 7,8 2,5 1,2 0,9 0,

Разбухание, % 18 8,5 6,2 4,1 2,8 0,9 0,6 1 0,

Предел прочности при статическом изгибе, МПа 96 114 171,5 182,

Сжатие вдоль волокон

Сжатие поперек волокон г 23,4 Хё 20,1 22,1 33,2 39,6 44,8 50,2 56,1 48,

Расход связующего, % 3,2 3,4 3,9 4,8 5,4 6,1 6,

Таблица

Показатели физико-механических свойств композиционного материала из древесины, деформированной до 48% (в числитеяе при однократном нагружении, в знаменателе -при повторном в смежной плоскости)

Свойства материала Композиционный материал при степени деформирования, %

Расход связующего, % 0 0,1/0,15 0,95/1,1 1,34/2,3 1,9/2,8 2,3/4,

Предел прочности,

МПа, при: статическом изгибе сжатии вдоль волокон

Водопоглощение, % 28 27,1 14,3 6,2 2,7 1,

1,5.Практическое использование деструктированной древесины как технологического сырья в процессах глубокой переработки

Основным сырьевым компонентом при производстве древесной массы в технологических процессах химической переработки древесины является измельченная путем торцово-поперечного резания в специальных рубительных машинах древесина в виде технологической щепы (ГОСТ15815-83 "Щепа технологическая. Технические условия").

Энергетические затраты на такое измельчение составляют 18.45 кВт на 1 м3 древесины. В расчетах мощности, затрачиваемой на измельчение древесины резанием, определяющим является значение удельной работы резания К. При деструкции древесины до волокнисто-фракционного состояния в процессе поперечного относительно волокон деформирования удобнее вычислять затраченную мощность через работу деформирования А, которая выражается суммарной площадью диаграмм процесса (рис.8) и определяется путем последовательного интегрирования участков по формулам1 ' " ■ кх4 !« к 4 ■ = « ; 4 |о рх + ё]с!х = + : —| =-; \lxdx =

У 2 1°

2 I' 2 I»

А к , рЪ2 , ра2 /с3 /«/' Просуммировав, получим ^ ~ 4 й + + —^— 8а+ -----у- + ~ + • (18)

Соответственно мощность, затраченная на деформирование, составит N = АЛ, где I — продолжительность процесса.

Важное значение в технологическом процессе имеют скорость и качество пропитки технологического полуфабриката химическими реагентами. Экспериментальные исследования по диффузии влаги в технологическую щепу и волокнистые фракции показали, что интенсивность процесса поглощения раствора у десгруктированной древесины возрастает в несколько раз. Исследования проводили на круглых еловых сортиментах диаметром 130.140 мм, '\¥=58%, длиной 100.400 мм. После поперечного сжатия в прессе П-250 при относительной деформации 75% образцы взвешивали, погружали в воду при 18 °С на заданное время, извлекали и вновь взвешивали. По привесу рассчитывали влажность. Результаты испытаний представлены в табл.3.

Таблица

Водопоглощение деформированной древесиной

Показатели Продолжительность нахождения в воде, с

Масса образца, г

Влажность образца, % 58 82 83,

Масса образца, г

Влажность образца, % 58,5 78,5 78,

Масса образца, г

Влажность образца, % 58,5 73,6 74,1 74,3 74,

Масса щепы, г

Влажность щепы, % 56 64 65,7 65,9 66,

Отсюда следует, что за 300 с влажность волокон увеличивается до 74,4.84%, при этом основное количество влаги поглощается в первые 15 с (\У=73,6.82%). Для оценки эффективности пропитки деструктированной древесины в аналогичных условиях проводили пропитку стандартной технологической щепы из древесины ели. За 15 с на 1 г абсолютно сухой щепы поглощается 0,5 г влаги, т.е. в 2,0.6,4 раза меньше, чем для волокнистой фракции, а достижение влажности 74.84% наступает более чем через 1 сут.

Результаты исследований взаимодействия деструктированной древесины с некоторыми химическими реагентами показали следующее.

Обработка в течение 60исследуемой древесины ели 2% - ным раствором едкого натра при температуре 67 °С привела к поглощению 4,87 кг раствора на 1 кгхой массы древесины,учетом первоначальной влажности древесины. Большая динамика поглощения проявляется у древесины лиственных пород. Образцы из деформированной древесины березы заливали натронным щелоком (концентрация 10%) и выдерживали в течение двухток, после чего подвергали деформации до 70% и помещали в воду на 15 По привесу рассчитывали q, котораяставила 8,9 г/г.мин, т.е. в 127 раз больше, чем у контрольных образцов из натуральной древесины березы. У обработанной реагентом древесины относительная деформация 65% достигается при нагрузке в три раза меньшей, чем при деформировании образцов, не подвергнутых обработке натронным щелоком. В другомучае образцы древесины деформировали частично, доепени 40%, после чего помещали на 80в натронный щелок при температуре 18 °С и вновь деформировали до 40%. Величина qставила при этом 3,22 г/г.мин по холодной воде (18 °С) и 4,2 г/г .мин по горячей воде (90°С), в то время как у контрольных образцов без обработки натронным щелоком 0,17 г/г.мин.

Это подтверждает возможность качественно управлять цроцессом подготовки исходного сырья к последующему технологическому деформированию.

Была проведена опытная сульфатная варка деструктированных волокнистых фрагментов древесины ели в лабораторной установке, результаты которой приведены в табл.4.

Таблица

Характеристика материала, полученного из деструктированной древесины

Показатели Номер образца

Влажность начальная, % 40,2 39,8 40,

Степень деформации, %

Размер фракций, мм 1,

Выход целлюлозы, % 57,4 41,2 20,

Выход непровара, % 8,2 21,6 59,

Общий выход, % 47 '

Степень делигнификации целлюлозы, ед. Каппа

Подтверждена возможность эффективного использования деструктированных отходов обработки древесины в качестве технологического сырья для ЦБП. При этом снижаются энергозатраты на измельчение древесины на 45.48% за счет меньших удельных показателей механической деструкции по-сравнению с резанием, увеличивается производительность технологического процесса благодаря существенному ускорению пропитки волокнистой субстанции в 65.70 раз, упрощается технология подготовки сырья, повышается качественный выход, в частности, из-за увеличения в общей древесной массе длинных анатомических волокнистых элементов на 10. 12%, которые в данном случае не перерезаются (в отличие от процесса производства технологической щепы традиционным методом).

1.6. Дополнительные области использования деструктированной древесины

На основе рассматриваемого направления полной деструкции древесины было разработано техническое решение по использованию его в гидролизной промышленности для получения осаихаренного продукта. Это делается в целях повышения производительности процесса, снижения энергозатрат и комплексного использования древесины. В данном случае применяли древесину лиственных пород — осину, березу. В отличие от вышеприведенных технологий, древесину в виде круглых сортиментов диаметром 90.120 мм и длиной до 330 мм деформировали между плитами пресса до разрушения целостности структуры и помещали далее в автоклав вместимостью 5,5 л. После этого в закрытый автоклав под давлением вводили 2,1 л воды при температуре 210.250 °С. По истечении 1.7 мин избыток жидкости удаляли и древесину выдерживали под давлением в автоклаве в течение 30 мин, затем автоклав разгружали. Содержание сахара в продукте 14,2.;.16,1%, что позволяет в дальнейшем использовать его, например, в качестве кормовой добавки. Расход электроэнергии составляет 2,3 кВтч/м3 против 7,1 кВтч/м3 в применяемых технологиях.

Практическое использование волокнисто-фракционные элементы, полученные из некондиционных отходов деревообработки и низкокачественной древесины, могут найти при производстве широкого спектра экологически чистых плитных материалов, например изоляционных плит в малоэтажном деревянном домостроении. Особенно привлекает возможность намного более эффективной обработки их антипиренами, по сравнению с применяемыми деревянными конструкциями. Огнезащитные свойства таких материалов в результате повышенного поглощения антипирена многократно возрастают, в зависимости от конструктивного исполнения типа изделия, и не уступают по огнестойкости материалам неорганического происхождения. Теплофизические параметры их намного превосходят древесину и сравнимы с характеристиками современных теплоизоляционных и акустически непроницаемых материалов (пенопласты, минеральноволоконные и др.).

1.7. Безотходная технология получения пилопродукции и древесного технологического сырья из периферийной зоны сортимента

Традиционные технологии производства пиломатериалов предусматривают деление сечения круглого сортимента на части продольньм распиливанием. При этом в большом количестве образуются некондиционные отходы (опилки, неделовой горбыль и пр.). При более прогрессивной агрегатной технологии лесопиления, предусматривающей одновременно выработку пиломатериалов и технологической щепы для ЦБП, также имеются некондиционные отходы (опилки, нестандартная щепа и др.).

В разработанной нами технологии предлагается боковую зону круглого пиловочного сортимента деструктировать до определенного пластичного состояния и далее отделить ее от центральной части. Как показали проведенные исследования, наиболее подходящим для этой цели является способ ступенчатого деформирования боковой зоны сортимента вальцами. Для реализации этого направления разработана линия, принцип действия которой показан на рис.9. Суть технологического решения заключается в том, что несколько парных последовательно установленных деформирующих и режущих блоков деструктируют и отделяют послойно пластифицированную древесину в виде длинных волокнистых элементов по всей длине сортимента. Деформирующие элементы выполнены в виде рифленых неприводных вальцов, а отделение деформированной части производится бесстружечно неприводными вращающимися дисковыми ножами. Оси дисковых ножей установлены с превышением над осью сортимента. Образующие каждой пары деформирующих элементов-вальцов находятся в плоскости, проходящей через торцовую поверхность диска, последующие пары вальцов и дисков смещены по направлению к оси постава на величину деформируемого и удаляемого слоя древесины. Соответственно выставлены направляющие. Постав элементов и ножей наибольший в начале линии, наименьший, соответствующий номинальному размеру сечения, в конце. Круглый сортимент подают конвейером с упорами по столу в первую зону деформации. Вальцы при контакте с движущимся сортиментом под действием усилия сцепления начинают вращаться, обкатывают боковую поверхность и при этом разрыхляют ее на толщину слоя аь Выйдя из рифленых вальцов, сортимент с частично деформированной поверхностью взаимодействует с первой парой дисковых ножей, постав которых соответствует Вь Дисковые ножи отделяют деструктированную часть древесины а] и направляют ее в сторону. Так как оси дисковых ножей установлены с превышением над осью сортимента, при взаимодействии дисков с древесной возникает вертикальная направленная вниз составляющая силы резания, которая обеспечивает прижим сортимента к столу во время обработки. Поперечному смещению сортимента препятствуют торцовые поверхности дисковых ножей и направляющие. По мере перемещения в линии сортимент последовательно проходит через обрабатывающие блоки, при этом последовательно удаляются слои древесины а2. Наименьший слой деформируется и удаляется в последнем узле деформирования и резания аз, что обеспечивает требуемое качество поверхности пиломатериала. Отделяемая зона сортимента в виде разрыхленной непрерывной ленты отводится от каждой пары дисковых ножей приводными роликами и переносится к месту пакетирования и дальнейшего использования. Полученная разрыхленная волокнистая масса далее используется как технологический продукт для ЦБП. Побочных отходов на линии практически не образуется, все сырьевые ресурсы используются по назначению. Энергозатраты при таком способе обработки на 35.40% ниже, чем в существующих технологиях.

2. Ресурсосбережение в процессах гидротермической обработки древесины

Процессы гидротермической обработки базируются на физических явлениях переноса, в частности на явлениях тепло- и массообмена древесины с окружающей средой. По технологической направленности и назначению они предусматривают следующие процессы: тепловой обработки, связанные с нагреванием древесины; сушки, связанные с удалением влаги из древесины; пропитки, связанные с введением в древесину веществ, изменяющих ее свойства.

В современных технологических процессах деревообработки на сушку древесины приходится основная часть потребляемой тепловой и электрической энергий-'(на'Т м3 высушиваемых пиломатериалов — 9,5 кВт/м3). Исследованиями в области сушйи древесины'занимались многие известные ученые: П.С.Серговский, Б.Н.Уголев, И.В.Кречетов, П.В.Соколов, В.Й.Патякин, Г.С.Шубин, Б.С.Чуданов, Е.С.Богданов, А.И.Расев и др. До настоящего времени остаются нерешенньми до конца вопросы качества сушки древесины, технологических решений конструкций и эксплуатационной надежности сушильных камер, их основных узлов (низкая теплопередающая способность, малая коррозионная стойкость и высокая металлоемкость калориферных установок, большие теплопотери при массообмене, через ограждения И пр.).

Нами на '-основании проведенных исследований разработаны технические решения, Позволившие качественно усовершенствовать технологические процессы сушки древесины, повысить эксплуатационную надежность древесины, разработать высокоэффективные решения задач по созданию интенсифицированного ресурсосберегающего оборудования.

2.1. Нормирование напряженного состояния древесины при сушке

Древесина как природный полимер обладает одновременно упругими и пластическими свойствами и является анизотропным материалом, в связи с этим нами были исследованы возможности управления внутренними напряжениями путем растяжения высушиваемого сортимента вдоль волокон в процессе сушки. При этом учитывали, что упругие свойства древесины с обратимыми деформациями проявляются больше в сухом состоянии, а пластические (остаточные) — во влажном, особенно нагретом. Предложен способ сушки сортиментов в преднапряженном заранее определенном состоянии. Высушиваемый сортимент закрепляют приторцовьми участками в подвижных поворотных суппортах, подвергают растяжению вдоль волокон и высушивают при нормативных режимах. Ветчина нагрузки составила 0,6.6,0 МПа. При достижении древесиной влажности ниже предела гигроскопичности начинают проявляться внутренние напряжения, действующие в основном в поперечном направлении сечения. Это вызывает необратимые деформации, приводящие, в первую очередь, к появлению коробления. При продольном растяжении все основные анатомические элементы древесины (трахеиды, сосуды) подвергнуты превалирующему воздействию одного вида нагрузки — вдоль волокон, возможность деформироваться в нежелательном поперечном направлении ограничена. Высушенные таким образом пиломатериалы практически не имеют продольной и поперечной покоробленности, внутренние напряжения хорошо сбалансированы (рис.10).

Как следует из анализа результатов исследований, процесс снижения остаточных напряжений в высушиваемой древесине при растяжении имеет нелинейную зависимость. При нагрузках до 1,2 МПа снижение происходит незначительно и ощутимого эффекта по уменьшению покоробленности не наблюдается. В дальнейшем характер покоробленности изменяется, и при нагрузке 1,5 МПа покоробленность уменьшается до величины, которая укладывается в поле технологических' допусков на механическую обработку древесины по ГОСТ 7307 "Детали из древесины и древесных материалов. Припуски на механическую обработку". Последующее увеличение напряжений растяжения снижает покоробленность на 89,2% (при 4,0 МПа), а это означает, что ее влияние на качество дальнейшей обработки и потери древесины, связанные с этим, практически ничтожны, и далее обработка может производиться с учетом минимальных припусков, определяемых стандартом. Такой подход позволяет существенно повысить качество сушки дорогих твердолиственных материалов, при сушке которых традиционным методом некондиционный отпад иногда превышает 60%.

Ограничение деформативной подвижности пиломатериала в поперечном направлении в процессе сушки уменьшает покоробленность на 85.90%. Однако практическое использование этих обоснованных рекомендаций сдерживается определенным консерватизмом конструктивных решений существующих сушильных камер для пиломатериалов.

2.2. Интенсификация влагообработки древесины при сушке

Влагообработка материала производится периодически для снятия остаточных напряжений при сушке древесины по высшей категории качества, и предназначенной для последующей точной механической обработки. Общая продолжительность влагообработки составляет 5.12% от режимного времени сушки и может достигать 70.80 ч. Обьино влагообработка проводится путем введения в агент сушки перегретого пара, генерация которого не предусмотрена в конструкции большинства ЛСК, имеющих водный теплоноситель. Наиболее эффективно было бы проводить влагообработку горячей водой, но при этом возникает проблема надежного смачивания всей поверхности древесины и равномерного нанесения воды на пласти пиломатериалов в штабеле. Проведенные нами исследования позволили найти оптимальные решения по интенсификации процесса увлажнения древесины с помощью добавления в обрабатывающий агент поверхностно-активных веществ (ПАВ).

Результаты опытов по исследованию поглощения влаги древесиной приведены в табл. 5.

Таблица

Сорбция влаги древесиной, обработанной ПАВ* опыта | Концентрация ТЛС,% Средняя масса образца, г (по 6 обр.) I Влагопоглощение, г Увеличение поглощения (число раз) № опыта Концентрация ТЛС,% Средняя масса образца, г (по 6 обр.) Влагопоглощение, г I . Увеличение поглощения (число раз)

1 0 57.16 1.03 7 0 58.02 1.

2 0.2 57.32 1.87 1.82 8 0.1 57.92 2.05 1.

3 0.5 57.80 2.67 2.6 9 0.2 57.87 2.6 2.

4 1 57.68 2.86 2.8 10 0.3 58.05 3.12 2.

5 3 57.89 3.2 3.11 11 0.35 59.96 3.14 2. Опыт № 1-5 — осуществляли при обработке водой с ПАВ в процессе сушки; №7-11 -при обработке ПАВ перед сушкой.

Влагообработку осуществляли вводом в циркулирующий агент сушки распыленной до мелкодисперсного состояния воды, в которую предварительно добавили ПАВ в соотношении 0,5.3% к массе распыляемой влаги. При соприкосновении с поверхностью древесины, характеризующейся множеством неровностей, наличием ворса, поднятых и деформированных анатомических элементов, обработанная ПАВ вода интенсивно конденсируется на всех неровностях, хорошо их смачивая, в отличие от необработанной воды. Увеличивается в 2.3 раЬа удельное количество влаги, поглощаемое единицей поверхности древесины, а общий расход воды и энергии на увлажнение уменьшается на 60.65% соответственно, интенсивность процесса возрастает, качество обработки улучшается. Аналогичный эффект был достигнут, когда пиломатериалы перед сушкой обработали ПАВ, а потом в процессе проведения режима чистую распыленную воду наносили на поверхность материала. Расход ПАВ составил 0,1.0,3 кг/м3. В качестве ПАВ использовали лигносульфонат технический (ТЛС) — побочный продукт ЦБП с содержанием сухих веществ 48,2%, плотностью 1,231 г/см3. Анализ опытных данных показал, что процесс влагопоглощения наиболее интенсивно проходит при концентрации ТЛС в воде 0,5.3%, после чего стабилизируется. Влагопоглощение древесиной возрастает в 2.3 раза, соответственно сокращается на 30.40% длительность операции влагообработки и повышается производительность процесса. Потери древесины при такой обработке уменьшаются на 2.8%.

2.3.Повышение качественной эффективности и эксплуатационной надежности сушильных установок

Из анализа состояния вопроса видно, что практически абсолютное большинство сушильных установок не обеспечивает таких требований, как проведение регламентированного режима сушки с обязательной промежуточной тепловлагообработкой, нормирование внутренних напряжений при сушке, рациональное энергопотребление.

На основании выполненных исследований разработаны предложения, отвечающие упомянутым технологическим требованиям. В большинстве сушильных камер промежуточная влагообработка производится насыщенным паром, а в некоторых конструкциях, например, с аэродинамическим нагревом агента сушки, она вообще не предусматривается. Более эффективна влагообработка пиломатериалов водой, но практического решения этой проблемы до настоящего времени найдено не было. Нами разработано техническое решение, которое позволяет осуществлять высококачественное нанесение на материал мелкодисперсной влаги практически в любой ЛСК с принудительной циркуляцией агента сушки. Наиболее ощутимо отсутствие влагообработки в аэродинамических сушильных камерах, применительно к которым разработан базовый вариант увлажняющего устройства, показанный на рис. 11. Увлажнитель вмонтирован в рабочее колесо вентилятора. Он выполнен в виде ступицы с конической полостью с отверстиями и системой дисков. Со стороны основания в коническую полость подается вода или водный раствор ПАВ. Попадая на стенки вращающейся ступицы с внутренней полостью, вода растекается по ним тонким слоем и через отверстия подается к основанию дисков. Отсюда начинается формирование пленки жидкости на боковой поверхности дисков. Вследствие сцепления пленки жидкости с поверхностью она приобретает вращательную скорость и перемещается в пространстве вместе с дисками. Центробежные силы, возникающие в жидкости при вращении, заставляют ее двигаться в радиальном направлении с непрерывно возрастающей скоростью, толщина пленки при этом уменьшается. На кромке диска пленка, преодолевая силы поверхностного натяжения, разрушается и сбрасывается с нее в виде мелкодисперсных капель. Следует отметить, что процесс идет без повышениядавления,1 степень механической очистки воды не регламентируется. Распаду статически неустойчивой формы жидкостной пленки способствует также ! турбулентность "воздушного потока, который формируется теми же сопловыми отверстиями. Факел мелкодисперных капель жидкости потоком агента сушки переносится к материалу и увлажняет его с высокой эффективностью. Продолжительность влагообработки снижается в 8. 12 раз, степень обработки увеличивается в 1,5.2 раза, внутренние напряжения снижаются на 35.40 %.

Нами разработаны конструкции ЛСК, в которьи предусмотрены технические устройства для снижения деформативности древесины в сушильном штабеле, улучшения аэродинамики, увеличения энергетической эффективности и снижения теплопотерь, уменьшения экологически загрязненных выбросов. При нашем участии разработано техническое задание, по которому НПО "Петрозаводскбуммаш" создало новую модульную камеру ЛС-2 с возможностью компоновать ее в блоки разной производительности. В этой камере впервые осуществлена тепловая защита электродвигателей вентиляторов специальным изолированным кожухом для обеспечения нормальных температурных условий их эксплуатации и повышения надежности. В результате стало возможно применять более жесткие температурные режимы сушки и поднять производительность на 24,.28%, увеличить в 3,5.4 раза эксплуатационную наработку двигателей на отказ. Аналогичные решения разработаны для высокопроизводительных камер "Валмет" , установленных на крупнейших лесопильно-деревообрабатывакяцих предприятиях Архангельского региона. Тепловые потери мощных электродвигателей возвращены в общий теплоциркуяяционный поток со свежим воздухом. Предусмотрено использование теплоты отработавшего влажного воздуха. Для повышения качества высушиваемых пиломатериалов предложена оригинальная конструкция сушильной камеры с подвесным горизонтальным экраном и подвижным прижимным устройством для сушильного штабеля, в результате чего на 90.95% снижены потери древесины от коробления и обеспечено высокое качество сушки.

Совершенно новый принцип заложен в ову техничого решения позданию комбинированной вакуумно-диэлектричой камерыконвективной циркуляцией агенташки и воздухообменом. В вакуумно-диэлектричойшильной камере агентшки удаляе непрерывно или периодичи. При вкойепени нщения агента влагой на электродах образуе кондет и возникает опь электричого пробоя, что нарушает режим работы. Поянно работающий вакуумный нс вмеотводимой паровоздушнойю удаляет большое количво теплоты. В рматриваемом техничом решении (а №1059375) для того чтобы более полно ользовать теплоту отработавшего агенташки, чь его (до 90%) возвращают на рециркуляцию. Сушильные камеры дополнительно вентилирую вым вентилятором, который роен в перегородки кожуха, объединяющего рабочую вакуумную камеру и генератор ТВЧстемой регулируемых обменных приточно-вытяжных каналов. Потери генератора вовлечены в энергетичий балаановки. Регулируемая принудительная вентиляция лючает чрезмерное нщение агента влагой иижает р электричого пробоя,отвевенно уменьшае производительнь вакуумного нса,ижаю затраты на оборудование энергию. Энергопотребление уменьшае на 35.40%, режим работыанови менее напряженным.

Проведенный нами анализ теплового баланса при камерной сушке пиломатериалов показал, что при мягких режимах сушки тепловые потери с отработавшим агентом достигают 30% от общего энергопотребления камеры. Несмотря на значительное количество выбрасываемой теплоты, глубокая рекуперация ее в воздухо-воздушных теплоообменниках затруднена из-за низкого температурного потенциала (40.55 °С). Вследствие этого снижение потребления теплоты на камеру рекуперацией или регенерацией не превышает 10.20 %, в зависимости от типов теплообменников, сушильной камеры и времени года.

Для более эффективного использования теплоты была исследована возможность ее трансформации тепловым насосом (ТН) до более высокого температурного уровня, позволяющего осуществить нагрев свежего воздуха, подаваемого в камеру. Как показывает мировая практика, наиболее перспективным является применение парокомпрессионных ТН. Применение их позволит снизить общий расход энергии на сушку древесины на 10.60% от традиционного уровня потребления. Это важное научно-техническое направление способствует повышению энергетической эффективности работы сушильных установок. Исходя из сравнительного анализа различных типов ТН установлено, что для отечественных сушильных камер наиболее приемлемы одноступенчатые ТН с воздухо-воздушным испарителем и конденсатором со степенью сжатия до 12, которая обеспечивается поршневым компрессором. Наиболее подходящим для рассматриваемых условий рабочим агентом являются фреоны, правда с экологической точки зрения, им желательно найти альтернативу. Из условия химической стабильности рабочего агента и надежности эксплуатации температура нагрева сушильного агента в конденсаторе ТН должна составить 50.60 °С. Данная температура как раз соответствует низкотемпературным режимам сушки 40.60 °С. Эти температурные границы обеспечиваются фреонами Rll, R21, R113 и R142 с теоретическим значением коэффициента преобразования теплоты 5,53.4,7, соответствующим температуре испарения t„ = 0 °С и температуре конденсации tK = 50 °С. Сравнительный расчет применительно к ЛСК периодического действия СПМ—2К для условий г.Архангельска показал, что экономия топлива на производство энергии за счет применения ТН составит Вэк=13,4 т.у.т./год.

2.4. Интенсификация теплообмена в лесосушильных установках

Для нагрева сушильного агента в ЛСК применяются стандартные сантехнические калориферы из стальных труб, оребренных насадными стальными пластинами различной конфигурации или навитой стальной лентбй. Эти калориферы не удовлетворяют требованиям высокой эксплуатационной надежности из-за интенсивной коррозии стальных труб во влажной высокотемпературной и химически а1рессивной среде агента сушки. Коррозионные процессы нарушают контакт между основанием ребра и трубой, снижая интенсивность теплопередачи и уменьшая подогрев агента. Существенными недостатками обладают биметаллические калориферы типов КС и КП. Из-за малого диаметра оребренных трубок, большого аэродинамического сопротивления трех- и четырехрядных пучков с тесными трубными шагами они очень ограниченно используются в ЛСК. Альтернативным решением проблемы явились ' конструкции надежных, высокоэффективных в тепловом отношении калориферов лесосушильных камер на основе биметаллических труб с накатными из алюминиевого сплава АД1М и навивными из алюминиевой ленты ребрами. Такие Калориферы по совокупности энергетических, конструктивных и технологических ~ характеристик намного превосходят лучшие стандартные калориферы.

Были проведены широкие экспериментальные исследования теплофизических и гидродинамических характеристик биметаллических алюминиевых оребренных труб нескольких типов. Предложены методы расчетов, определены основные условия для увеличения энергетической эффективности таких труб. В результате анализа были определены два типа оребренных биметаллических труб. Теплообменная секция калориферной установки лесосушияьной камеры имеет прямоугольное фронтальное сечение, заполненное поперечными рядами оребренных труб. Для возможности выполнения надежного расчета средней теплоотдачи и перепада давления поперечнообтекаемых оребренных поверхностей пучков проведены экспериментальные исследования на моделях, а результаты обобщены с помощью теории подобия.

Методы исследований и обработка данных.

Изучение теплоотдачи и аэродинамического сопротивления пучков проводилось на аэродинамических трубах разомкнутого типа методом полного иди локального теплового моделирования, что обеспечивало надежное воспроизведение результатов. Средние коэффициенты теплоотдачи пучка измерялись с помощью водяных, пароэлектрических и электрических труб-калориметров, устанавливаемых в центре поперечного ряда пучка. При полном тепловом моделировании средний приведенный коэффициент теплоотдачи пучка ребристых труб к воздуху вычислялся по формуле а = Q / ( F AtCp ), (19) где Q — количество теплоты, переданной конвекцией от калориметра;

F — полная наружная площадь поверхности труб калориметров;

Atcp — средний температурный напор при перекрестно-точечной схеме движения потоков. Рассчитывался по средним температурам у основания ребер калориметров и воздуха на входе и выходе из пучка. Расхождение в балансе теплоты не превышало ±4 %.

При локальном тепловом моделировании приведенный коэффициент теплоотдачи i-ro ряда труб пучка a = QJ/[Fi(W.1-t2')], (20) где Q — количество теплоты, переданной конвекцией к воздуху калориметром i-ro ряда; Fi — полная наружная площадь поверхности калориметра; tCT,i — средняя температура наружной поверхности калориметра у основания ребер; t2 — средняя температура воздуха перед калориметром.

Средний приведенный коэффициент теплоотдачи пучка при локальном моделировании вычисляется как среднее арифметическое коэффициентов теплоотдачи во всех рядах. При измерении среднего приведенного коэффициента теплоотдачи и с учетом ТКС в формулах (19) и (20) температурный напор вычисляется по средней температуре наружной поверхности несущей трубы.

Методика определения значения ТКС построена на прямом экспериментальном измерении температурного перепада ATK=tKi'ta в зоне контакта несущей трубы с ребристой оболочкой при фиксированной плотности теплового потока qK в контактной зоне. Тогда величина ТКС

RK = ATK/qK (21)

Результаты исследований представлялись в числах подобия и обобщались по каждому пучку степенными уравнениями для средней теплоотдачи i-ro ряда, средней теплоотдачи пучка и его аэродинамического сопротивления:

Nu = CjReni; Nu = cRe"; Fu/cp = с, Re(21a)

За определяющую температуру принималась средняя температура t2=0,5(t2 +t2 ) воздуха в пучке. В качестве определяющей в числах Nu и Re использовалась скорость воздуха в минимальном проходном сечении пучка как обеспечивающая наименьшее расслоение кривых геилоосичк и сопротивления пучков из однотипных ребристых труб при изменении шаговых отношений ai и сг2, где ci = Si/d; ст2 = S2/d.

Теплоотдача и сопротивление пучков ребристых труб калориферов ЛСК.

Проведены исследования однорядных и шахматных двухрядных пучков с равносторонней компоновкой биметаллических труб о 17.5, оребренных накатными ребрами из алюминиевого сплава АД1М. Интенсивность теплообмена однорядных пучков. не зависит от величины относительного шага в интервалах изменения 0t=l,045.d',335. Теплоотдача первого ряда исследованных двухрядных компоновок ниже, чем,.второго, причем с увеличением числа Re расхождение в интенсивности теплоотдачи возрастает до 30.35%. При малых значениях Rew(3.4)103 расхождение в числах Nu составляет 5.10%. Средняя теплоотдача однорядных пучков обобщается уравнением Nu=0,146Re°'6. Интенсивность теплоотдачи двухрядного пучка, по сравнению с однорядным, при условии ai=const и Re=const возрастает в 1,06.1,14 раза. Теплоотдача однорядного пучка практически идентична теплоотдаче первого ряда двухрядного при равенстве о ¡.Обобщение средней теплоотдачи двухрядных пучков осуществляется уравнением Nu=0,121Re°'6'>. Аэродинамическое сопротивление двухрядного пучка независимо от типоразмера трубы непрерывно уменьшается с ростом шага разбивки труб 0i=a2' и увеличением числа Re. Следовательно, в равносторонних компоновках, несмотря на их геометрическое подобие, не реализуется подобие гидромеханических процессов, в частности аэродинамических. Увеличение щ от 1,045 до 1,335 понижает число Ей в 1,45 раза. Таким образом, установлена нечувствительность теплоотдачи к шагу разбивки труб в, исследованном интервале для однорядных и двухрядных калориферов, отмечено уменьшение сопротивления с ростом шага.

Интенсификация теплообмена в пучках оребренных труб.

Проведено исследование пассивного способа интенсификации теплоотдачи путем удаления участков поверхности круглого ребра из гидродинамически неблагоприятных зон. Результаты исследования труб с эксцентричными ребрами d * h * 1 * Д = 43,4 х 10 х 3,5 х 0,6, <р = 9,32 с экцентриситетом s = 4,3; 7 и 8,6 мм подтвердили возможность увеличения коэффициентов теплоотдачи на 8.12% при Nu = const для оптимального е = 4,3 мм, ориентированного навстречу потоку, по отношению к трубам с традиционными соосными круглыми ребрами.

Исследования труб с круглыми рёбрами, обрезанными за миделевым сечением по хорде, являющейся касательной к окружности основания ребра, перпендикулярной оси обтекания трубы потоком и установленных в решетке калорифера с продольным шагом S2, равным 1.0,78 наружного диаметра d ребра показали возможность увеличения коэффициента теплоотдачи в среднем на 18.20% при одновременном уменьшении сопротивления теплообменной секции на 7.8%. В случае уменьшения S2< 0,77d происходит резкое увеличение сопротивления теплообменной секции без ощутимой интенсификации теплоотдачи.

Расчеты реального теплообменника с длиной труб 4 м показали, что калорифер из труб с обрезанными в корме ребрами развивает тепловой поток как у исходного варианта с такой же потребляемой мощностью N при уменьшенной на 28% площадьк) теплопередачи теплообменника. Обрезка ребер в лобовой части неэффективна.

Оребренная поверхность шахматного пучка участвует в теплообмене в 1,3 раза интенсивнее по сравнению с коридорным пучком при N=00^. В калориферах сушильных камер энергетически нецелесообразно применять коридорные оребренные пучки. В существующих ЛСК из-за стесненности рециркуляционных каналов приходится применять многорядные калориферные установки с уплотненной компоновкой, смонтированные из отдельных теплообменных секций, иногда вынужденно установленных под некоторым углом к потоку агента сушки, что энергетически нецелесообразно. Нами разработано и исследовано новое направление интенсификации теплообмена путем увеличения межтрубной турбулизации потока нетрадиционной компоновкой оребренных труб в пучке с уменьшенным фронтальным сечением. Конструкция пучка получена преобразованием поперечных рядов оребренных труб в зигзагообразные (рис.12). Между поперечными рядами образуются пространства подобные конфузорно-диффузорным участкам, а их продольная асимметрия усиливает турбулентный обмен как количеством движения, так и теплотой. Координаты компоновочного решения определяются из соотношения е=(0,11.0,44) Бг':

Р = 180°arccos—r + arcsin s; s;

S2' — средяедиагояальный шаг пучка.

Новое конструктивное решение зигзагообразных пучков позволяет уменьшить ширину традиционного шахматного пучка. Теплоотдача (рис.13) зигзагообразных четырехрядных пучков ai~tJ2'=l,07 из труб с накатными алюминиевыми ребрами d*h*S*A= 38,84x10,17x2,92x0,65 мм, <р=12,05 обобщается критериальным уравнением

Nu = 0,l!8^^j Re0'66 (23) действительным для e/S2' = 0,116.0,419; Re = (1.20) 103.

Небольшое смещение е труб в ряду вызывает заметный рост коэффициента теплоотдачи. Сопротивление пучков также выше, но в области e/S2' = 0,116.0,232 имеет место благоприятное соотношение между ними. Повышение тепловой эффективности пучка за счет такой компоновки труб достигает 17%. Сопротивление пучков обобщается формулой (21а).

Средняя теплоотдача четырехрядных пучков и ¡-иг =1,05 (Si=S2'=52mm) из труб с накатными алюминиевыми ребрами d*h*S*A=49,5xlÛ,7x3,38x0,8 мм, ер=9,91 обобщается уравнением подобия

Nu = [~20,12(я)4 + 23,91 (а)3 - 9,18(а)2 + 1,36а + 1] Nu6, (24) аэродинамическое сопротивление (рис.14) подчиняется зависимости

Eu = [-36(я)4 + З8,49(а)3 - 12,39(a)2 + 1,44a + 1] Еи6 (25) и действительно для а = е/ S2' = 0,050.0,350; Re = (1,5.30)103, N115, Eus — значения для исходного пучка с е = 0 мм. По рис.15 можно назначить оптимальные значения относительного смещения трубы.

Дальнейшие исследования интенсификации теплообмена посвящены прерыванию пограничных слоев на поверхности ребер, их разрушению и обновлению, турбулизации потока в межреберной полости в целях создания вихревого режима движения. Реализация этого направления преследовала практическую цель, сочетающую высокий энергетический эффект с технологическими возможностями наиболее просто достигается превращением ребер в турбулизаторы путем их расчленения на отдельные элементы различной геометрической формы. С целью турбулизации потока в межреберной полости была осуществлена отгибка разрезанных сегментов (лепестков) ребра в противоположные стороны на половину шага. Интенсивность теплоотдачи возросла на 30% с опережающим ростом сопротивления на 55.72%, что объясняется загромождением межреберных полостей и; лобовым сопротивлением кромок лепестков. При разрезке ребер концы их отгибаются в противоположные стороны и участки ребра принимают форму знака "интеграл". Каждый край . лепестка имеет криволинейный профиль, вызывающий вихреобразования, турбулизацию потока, разрушение пограничных слоев на поверхности ребра. Исследованиями установлено, что форма пластинки незначительно влияет на величину интенсификации теплоотдачи, а сопротивление резко реагирует на изменение формы отгибки ребер.

В межреберных полостях различных типов ребер возникает турбулизованный поток с вихревым течением и непрерывно обновляющимся пограничным слоем на поверхностях разрезов. Благодаря искусственной пристенной турбулизации потока устранено отрицательное влияние относительной высоты межреберной полости h/t на эффективность теплообмена. При h/t<3,5 коэффициент теплоотдачи разрезанного ребра не зависит от h/t, каждый элемент поверхности теплообмена участвует в конвективном переносе теплоты примерно с одинаковой интенсивностью. Теплосъем с трубы, имеющей любую геометрию ребра, возрастает прямо пропорционально величине теплоотдающей поверхности. Общей особенностью интенсификации теплоотдачи труб калорифера с высокими значениями h/t при разрезке ребер является значительное повышение теплоотдачи труб первого ряда (до 43%) с меньшим ростом теплоотдачи в стабилизированных (втором и последующих) рядах (до 25%). Поэтому наиболее целесообразно применение ребер с отогнутой разрезанной кромкой в зигзагообразных малорядных пучках, где соизмеримы приросты теплоотдачи и перепада давления.

Для повышения эксплуатационной надежности и снижения аэродинамического сопротивления предложена оригинальная конструкция биметаллической трубы с насеченньми через одно ребрами (рис.16). Экспериментально установлены оптимальные параметры разрезки: Zp=25 шт.; hpw5 мм, угол подъема линии разрезки у=60°, боковой зазор между отогнутым концом разрезанного ребра и боковой плоскостью сплошного ребра 5=12 мм для стандартных труб ф=15,23; d=56 мм. По энергетическим коэффициентам такая труба эквивалентна трубе со всеми насеченными ребрами ср=15,23 предыдущих параметров.

Тепловая эффективность пучков ребристых труб, перпендикулярно обтекаемых потоком, является наибольшей. Наклонные к потоку пучки в энергетическом отношении менее эффективны, но такое решение конструкции калорифера является вынужденным и определяется конструкцией сушильной камеры (Валмет, СП-5КМ).

Разработаны оригинальные технические решения устанавливаемых между поперечными рядами дистанционных прокладок различного исполнения, проведены исследования влияния их размеров и формы на теплообмен и сопротивление пучка. Зигзагообразные прокладки шириной 1=37 мм при толщине 7,7 мм не отражаются на теплоотдаче, но увеличивают сопротивление на 13%. Уменьшение ширины до Ь=13,5 мм (1/Ь=29,6 против 10,8) вызвало снижение сопротивления в пучке без прокладок до исходного. Перфорация прокладок отверстиями определенной конфигурации диаметром 25 мм интенсифицирует теплоотдачу на 9% с ростом сопротивления пучка на 4% по отношению к пучку без прокладок. Перфорированные прокладки имеют меньшую металлоемкость и способствуют местному вентилированию межтрубного пространства, предотвращая накопление загрязнений.

Снижение термичого контактногопротивления (ТКС) являе лючительно выгодным приемом повышения энергетичой эффективни оребренной поверхни, так как не требует затрат мощни на привод вентилятора. Вязиэтим приобретает важное значение контроль качва контакта, что позволяет улучшить энергетичие показатели теплообмена. Разработаны теоретичие овы новых неразрушающихбов контроля качва механичого контакта реброй оболочкинщей трубой, отличающи протой, большей точнью и производительнью. Один из них ован на том, что трубанадежным механичимединением оребренной оболочки имеет меньшее большую температуру наружной поверхни оболочки и обечивает большее значение подогрева воздуха поавнениюдефектной оребренной трубой. Заключение о качве делае путемавнения значения параметров контролируемой трубы и эталонной оребренной биметалличой трубы. Второйб базируе на теории регулярного теплового режима. Зд ользуе однозначная завмь темпа охлаждения биметалличой трубы от значения ТКС. На овании теоретичих ретовзданы методики и внедрены наециализированных заводах промышленныеенды для проведения контроля качва изготовления биметалличих ребрых труб (р17). Новизна решений подтверждена а №1601492.

2.5.Методика расчетов энергетически эффективных биметаллических калориферов для лесосушильных камер

Особенности расчета определяются выбором типа оребренной поверхности и соответствующей последовательностью операций. В настоящее время имеется целый ряд обобщенных зависимостей по теплоотдаче и сопротивлению поперечно обтекаемых пучков из труб с накатными, литыми и шайбовыми ребрами, предложенными НПО ЦКТИ, ИФТПЭ ЛитАН, КПИ, ВТИ, АГТУ. Эти зависимости справедливы для многорядных пучков и не учитывают эксплуатационные и режимные условия калориферов ЛСК. Проведенный нами анализ показал, что наиболее полной является зависимость, предложенная АГТУ, и для ее расширения по интервалу числа рядов выполненные нами расчеты по экспериментальным данным показали возможность ее применения для расчетов калориферов ЛСК с учетом назначения поправочного коэффициента Сг=0,8 для 2=1; Сг=0,9 для Ъ=2; С2=0,95 для Ъ=Ъ.

По обобщенному критериальному уравнению, предложенному В.Б.Кунтышем, определяют конвективный коэффициент теплоотдачи ак от оребрения к воздуху шахматных пучков: , N -0,54 / , \ —0,

N11 = 0Д32С2Рт^^у (и (26) где Ыи — число Нуссельта, Ыи = (ак 8)/Х; С2 — коэффициент, учитывающий количество труб в ряду по ходу агента; р = (в] - ^)/(82'- ¿о); т = 0,53 - 0,019<р; <р — коэффициент оребрения; в] — поперечный шаг труб; вг' — диагональный шаг труб; вг — продольный шаг труб; Ле — число Рейнольдса, Ие =((в Э'УЯ; ю — скорость воздуха в наименьшем сечении пучка в м/с.

Приведенный коэффициент теплоотдачи, отнесенный к полной поверхности труб Р, вычисляется как

Ему (27) где Рр — поверхность ребер; Р — площадь полной наружной поверхности 1 м оребренной трубы, Б = + м^м; Б-ф — поверхность трубы, не занятая ребрами.

Коэффициент неравномерности распределения теплоотдачи по поверхности ребра рассчитывается по формуле, предложенной В.Ф.Юдиным:

Ч/ = 1 - 0,05811 . (28)

I ЛРАСР

При конденсации пара внутри труб коэффициент теплоотдачи определяется как а, = (3955 + 11б8>„)^~ , Вт/(м2 К) (29) где (Оп — скорость пара на входе в трубу, м/с; 1 — длина трубы, м.

Коэффициент теплопередачи биметаллической оребренной трубы, отнесенный к площади полной наружной теплоотдающей поверхности, составляет

К =

1 cpd0 q>d„ d cpd0 cpd„ d0 1 ' (30) 1П 7 + К-г ——111 ' + d, 2X, d, k dk 2X dk a где Xt, X — коэффициенты теплопроводности стальной стенки и алюминиевой оболочки; RK — контактное термическое сопротивление (КТС) в месте контакта оболочкй и трубы (м2 К) /Вт.

Площадь наружной теплоотдающей поверхности калорифера составит

Fn =1.2 Q/KAtcp, (31) где Q — тепловой поток, Вт, Д tcp — среднелогарифмический температурный напор калорифера.

Живое сечение калорифера, м2, вычисляют по формуле f =V / (3600 со), (32) где V —расход сушильного агента, м3/ч.

Фронтальное сечение, м2, определяют как где х — коэффициент заполнения сечения пучка оребренными трубами,

Х= 1-1/Si (d0 - 2h Лф/и). (34)

Геометрическое (фронтальное) сечение калорифера fn = BH, (35) где В — ширина пучка, берется как межосевое расстояние крайних труб; H — активная высота трубы между коллекторами.

H — назначается конструктивно, тогда В = fj/H; количество биметаллических труб в одном поперечном ряду i = B/Sj; общая длина труб одного ряда в метрах; суммарная активная длина труб в калорифере £с= Fn/ndo

Аэродинамическое сопротивление калориферной установки вычисляют по обобщенному критериальному уравнению НПО ЦКТИ, а значения поправочного коэффициента, установленного нами, принимают равными С2'=1,35 для ТА\ С2'=1,25 для 22;: 1 для 23. , . : и = 2,7с;^у°\е,;0-25, Л. (36) где Ей — число Эйлера, Ей = ДР/рш2; ДР :— аэродинамическое сопротивление, пучка, Па, (Рассчитанное значение ДР рекомендуется увеличить на 10.20% с учетом возможных потерь напора); р — плотность воздуха при средней температуре в калорифере, кг/м3; С-1 — коэффициент, учитывающий число поперечных рядов труб; 1о определяющий линейный размер, м; £0 + -^гл/о>785(й?2 -й?/} ; —

2[5(51-с10)-2ЬА] эквивалентный диаметр живого сечения калорифера, м; аэ = —-——--А; К^— число Рейнольдса для Ъ рядов труб, йе,

2.6.Влияние компоновочных решений взаимного расположения калориферной и воздушно-циркуляционной систем на интенсификацию теплоотдачи

В результате анализа возможностей интенсификации процесса теплообмена и проведенных исследований была выявлена возможность эффективного использования энергии турбулизованного потока агента сушки в поверхностях нагрева калориферов сушильных камер для существенной интенсификации теплоотдачи в них без увеличения расхода энергии на преодоление аэродинамического сопротивления.

При этом исходили из того, что в большинстве сушильных камер используются осевые вентиляторы, характерной особенностью которых является наличие зоны повышенной турбулентности потока агента сушки, находящейся непосредственно на выходе из вентилятора. Эта особенность позволяет использовать эффект турбулизации потокам вентиляторе для интенсификации теплоотдачи трубных пучков калориферов. Суть исследования заключалась в оптимизации взаимного расположения рабочего колеса вентилятора и фронтальной поверхности калорифера. Результаты исследований показаны на рис.18, представляющем графики зависимостей а/а» от ЫА и от ЫА, где ессо/^эд соответственно средний коэффициент теплоотдачи и коэффициент сопротивления трубчатого малорядного пучка калорифера сушильной камеры в гидродинамическом стабилизированном потоке агента сушки; а, — соответственно средний коэффициент теплоотдачи сопротивления калорифера в турбулизованном осевым вентилятором потоке агента сушки; Ь — расстояние между плоскостью, проходящей через оси первого ряда труб калорифера и плоскостью, касательной к передним кромкам лопастей вентилятора; (1 — наружный диаметр оребренной трубы; Н и В — соответственно высота и ширина циркуляционного канала.

Степень турбулентности потока перед фронтальным сечением пучка зависит от соотношения источника турбулизации и отношения эквивалентного диаметра циркуляционного канала к диаметру обода колеса вентилятора. Понятие эквивалентного диаметра введено для приведения характеристик канала сушильных камер к единому параметру. Эквивалентный диаметр

4 = 4Ш, (37) где f— площадь поперечного сечения циркуляционного канала, f = ВН; П — смоченный периметр поперечного сечения канала, П = 2Н+2В.

Максимальный эффект интенсификации теплоотдачи в малорядном трубчатом калорифере и наименьшее аэродинамическое сопротивление достигаются при относительном расстоянии между охарактеризованными выше плоскостями L = (4.7)d, где d — наружный диаметр оребренной трубы калорифера, и отношение d,/D = 2,5.4,0 , где D — диаметр обода втулки колеса вентилятора. При этом степень турбулизации потока адента сушки находится в диапазоне 21,2.,.11,5%, причем большее значение степени турбулентности соответствует меньшим значениям относительного симплекса d/D. В отмеченном диапазоне средняя теплоотдача а калорифера увеличилась в 1,2 раза, а аэродинамическое сопротивление Е, снизилось в 1,15 раза по сравнению с аналогичными характеристиками для калорифера, омываемого потоком со стабилизированным течением, характерным для сушильных камер. Это в итоге позволяет, наряду с интенсификацией процесса, снизить металлоемкость установки и оптимизировать конструктивное исполнение циркуляционной и теплопередающей установки в ЛСК.

2.7. Повышение эффективности рекуперации теплоты в сушильных установках

При сушке и кондиционировании пиломатериалов из сушильных камер выбрасывается значительное количество теплоты с паровоздушной смесью(ПВС). Для частичной утилизации удаляемой теплоты применяются теплорекуперациояные агрегаты (TPА) различных схемных исполнений. Основным элементом ТРА являются рекуперативные теплообменники, в которых осуществляется передача теплоты от отработавшей ПВС к нагреваемому свежему воздуху. В качестве теплопередающих элементов в современных ТРА применяют гладкостенные алюминиевые трубы d„=38 мм с толщиной стенки 1 мм. Анализ параметров пучков таких труб показывает, что намного эффективнее применение оребренных монометаллических алюминиевых труб. Снижение термического сопротивления теплоотдачи к воздуху достигается развитием этой теплоотводящей поверхности оребрением трубы. Оптимальное значение величины оребрения трубы определяется из равенства термических сопротивлений теплоотдачи по сторонам воздуха и ПВС, что выражается условием ai F = асмн F2 . Здесь F — внешняя площадь оребренной поверхности трубы; F2. — площадь внутренней поверхности трубы.

Тогда коэффициент увеличения площади трубы оребрением составит у = р/р2 = асм н/а, (38)

Наиболее целесообразно применять трубы диаметром 70 мм. Приняв среднее значение асм.н = 700 Вт/(м2 К) и оц = 50 Вт/(м2 К), обосновали среднее значение \|/ = 700/50 = 14. В интервале указанных изменений асм.„ и a,j численные значения коэффициента увеличения поверхности трубы находятся в диапазоне у = 6,0.19,5. В качестве относительной характеристики величины развития поверхности трубы оребрением используется коэффициент оребрения (p=F2/F0 и связанный с \|/ соотношением q> = F2/Fo = v|/d2/do, (39) где Fo — площадь поверхности гладкой трубы диаметром do по основанию ребер; do — диаметр трубы у основания ребра; d2 — внутренний диаметр трубы. Результаты сравнительных исследований оребренных и гладких алюминиевых труб приведены на рис.19. Отсюда следует, что при одинаковых суммарных затратах мощности на перемещение потоков, коэффициент теплопередачи шахматного гладкотрубного пучка на 10% превышает теплопередачу коридорного пучка, а теплоуловители из сребренных труб интенсифицируют коэффициент теплопередачи по сравнению с шахматным гладкотрубным в 3,80.4,25 -раза, а по 'отношению к коридорному пучку эффект интенсификации теплопередачи составляет 4,2.4,6 раза в рассматриваемом диапазоне изменения EN0. Штриховая линия на рисунке характеризует тепловую эффективность шахматного оребренного пучка для условий расчета удельных затрат мощности на перемещение воздуха через межтрубное пространство, отнесенных, как и коэффициент теплопередачи, к площади поверхности гладкой трубы диаметром do. Сопоставление пучков по габаритным характеристикам при £No = idem и одинаковой переданной теплоте Q = idem показывает, что объем, занимаемый теплопередающей поверхностью гладкотрубного пучка, в 1,46.1,58 раза больше объема, занимаемого оребренным пучком.

Таким образом, дифференцированное применение оребренных труб в теплорекуператорах ТРА повышает технический уровень схем рекуперации теплоты в сушильных камерах и интенсифицирует процесс.

2.8. Интенсификация процесса сушки тонколистовых древесных материалов

Самым распространенным видом тонколистовых древесных материалов является шпон. Для его массовой сушки применяют преимущественно роликовые сушильные агрегаты, осуществляющие конвективную сушку нагретым воздухом или топочным газом. Циркуляция агента сушки осуществляется или поперек ленты шпона, или нормально к поверхности ленты через сопла. Температуру рекомендуется поддерживать 120. 140 "С. Исследованиями Д.М.Стерлина, И.В.Кречетова установлено, что эти способы подачи агента сушки к поверхности материала энергетически нерациональны, экологически опасны. Расход агента, энергозатраты на испарение 1 кг влаги в 1,5.2,4 раза превышают аналогичные при конвективной сушке пиломатериалов в камерах. Скорость воздуха при поперечной циркуляции составляет 2.4 м/с, а при сопловом дутье 10.14 м/с. Соответственно секундный расход воздуха при сопловом дутье в 5,4 раза, а расход электроэнергии в 4 раза выше, чем при поперечной циркуляции воздуха, расход пара тоже увеличивается. Нами разработаны технические решения, позволившие вести конвективную качественную сушку шпона с меньшим энергопотреблением, дозированным расходом воздуха, экологически безопасно. Использование в одном варианте тепловых труб позволяет автоматически с высокой точностью выдерживать параметры агента сушки независимо от колебаний параметров теплоносителя и полностью исключает попадание экологически опасного топочного газа в рабочую среду. В другом варианте обеспечивается дозированная подача агента сушки на всю обрабатываемую поверхность ленты шпона, причем в обоих случаях достигается высокая степень турбулизации потока агента сушки у поверхности высушиваемого материала посредством специально предусмотренных на торцах ребер профилированных лопастей. В результате расход агента сушки уменьшился на 54.58%, теплоты - на 38.43%, энергетические затраты на осуществление циркуляции агента - на 36.42%. Установлена перспективная возможность применения рассматриваемых решений для интенсификации сушки бумажного полотна и других материалов.

2.9. Снижение потерь измель ченной древесины при хранении

Измельченные отходы деревообработки (обычно щепа и опилки), специально выработанную технологическую щепу используют как сырье для производства древесностружечных, древесноволокнистых плит, целлюлозы, гидролиза. На производственных площадках скапливаются большие технологические запасы такого сырья. Хранение его в большинстве случаев осуществляется на открытых складах в виде насыпных куч. В результате неблагоприятных условий хранения внутри объема развивается активная деятельность микроорганизмов, разрушающих древесину, возникают термохимические и биологические процессы, ускоряющие окисление органических веществ, от чего снижаются кондиционные свойства древесины. Процесс сопровождается большим выделением теплоты, гидротермическим разложением древесины. Исследованиями установлено, что интенсивность нагрева щепы в начальной стадии складирования 1.2 °С в сутки. Основная часть массива сохраняет температуру 45.60 °С, но в процессе хранения температура нередко повышается до 120.150 °С и более, при этом древесина деструктируется, теряет безвозвратно качество, может даже обуглиться и самовозгореться. На основании проведенных исследований нами разработана концепция надежного хранения щепы насыпным способом, базирующаяся на применении регулируемых тепловых процессов и соответствующих конструктивно-технологических решений. В результате проведенного анализа было выявлено, что основным дефектообразующим фактором является повышенная температура внутри массива, способствующая начальному развитию разрушающих древесину биохимических и физических процессов.

Были разработаны решения, позволяющие стабилизировать тепловое состояние насыпного объема технологической щепы на уровне оптимальных температур. Основой таких устройств являются конденсационно-испарительные замкнутые герметичные контуры трубчатой формы, частично заполненные теплоносителем и размещенные в массиве щепы таким образом, чтобы обеспечить безопасное температурное поле. Выбор температуры кипения теплоносителя осуществляется из условий отвода избыточной теплоты для поддержания оптимального температурного уровня в массиве. Такие устройства экологически безопасны, при минимальном энергопотреблении обеспечивают максимальную сохранность измельченной древесины без потери кондиционных свойств. Один из вариантов теплоотводящего устройства представляет собой систему тепловых труб, соединенных в блок на подвижной раме таким образом, что испарительные участки находятся в зоне повышенных температур, а конденсаторные выведены наверх и помещены в воздушный дефлектор. Для интенсификации теплообмена конденсаторные участки выполнены из биметаллических оребренных алюминиевых труб, результаты исследований которых приведены выше. Вся конструкция мобильная, рассчитана на возможность установки существующими грузоподъемными механизмами. Устройство можно устанавливать на куче на весь период хранения щепы или периодически переставлять на смежные участки, так как скорость отвода теплоты составляет 1 .2 °С в сутки. Дальнейшее развитие этот принцип получил в конструкции механизированного склада большой производительности для хранения технологической щепы.

Исследования показывают, что разработанные теплоотводящие системы обеспечивают автоматическое точное соблюдение режима, обладают простотой и высокой надежностью в эксплуатации, позволяют практически исключить потери измельченной древесины при насыпном хранении,что дает возможность уменьшить ресурсопотребление на 18.25%.

2.10. Повышение эксплуатационной надежности изделий из древесины

В настоящее время для любых условий эксплуатации можно увеличить срок службы древесины путем введения в нее консервирующих веществ. Большинство применяемых способов пропитки древесины консервантами связано с использованием избыточных давлений 1,2.1,6 МПа, длительностью и сложностью технологического процесса. Нами предложена и исследована технология более производительного способа глубокой пропитки древесины при высоких импульсных давлениях жидкости, создаваемых электрогидравлическим эффектом (ЭГЭ), получающимся при высоковольтном разряде в жидкости. Установка для пропитки представляет собой емкость с расположенными внутри электродами, подключенными к генератору импульсных токов (ГИТ), и системы пьезодатчиков регистрации давления жидкости. Емкость заполнена электропроводным раствором КС1. Древесина помещается в среду жидкости вблизи электродов. При включении ГИТ между электродами возникает высоковольтный импульсный искровой разряд малой длительности и с крутым фронтом. Вокруг канала разряда возникает импульсная ударная волна, создающая также импульсно весьма высокое гидравлическое давление в объеме жидкости. Оно проявляется в механическом перемещении жидкости, воздействующей на древесину, сопровождается пластической деформацией поверхности древесины и проникновением жидкости в ее структуру. Динамика процесса видна на рис.20. Ударная волна является главным действующим фактором ЭГЭ и процесса пропитки древесины. Импульсное давление достигает 90.450 МПА, а скорость распространения ударной волны в общем случае больше скорости звука.

После разряда возникает ударная волна и распространяется по всему объему жидкости, отражается от стенок емкости и повторно воздействует на материал, но уже с намного меньшим давлением, до тех пор пока не затухает. В результате электрического пробоя между электродами образуется парогазовая полость в виде пузыря, заполненного продуктами разряда. Постепенно происходит охлаждение полости и смыкание. Внутренняя энергия полости и кинетическая энергия жидкости обуславливают радиальное колебание пузыря. В процессе колебаний имеют место значительные изменения давления в пузыре (в 103 .105 раз) и явление кавитации. Все это дополнительно создает импульсы давления и способствует проникновению жидкости в древесину. Продвижение жидкости в древесину происходит под влиянием избыточного давления Ри, которому противодействует внутреннее сопротивление трения жидкости ДР в капиллярах древесины и упругость паровоздушной смеси в полостях клеток: Ри = ДР + Ру. Тогда из уравнения Пуазейля где ц — вязкость жидкости; Я — радиус капилляров; Д — толщина образца; у — расстояние от центра образца до фронта движущейся жидкости; т — время пропитки.

Давление паровоздушной смеси в полости капилляра зависит от глубины проникновения жидкости:

Ру = РоД/у, (41) где Ро - начальное давление паровоздушной смеси.

Подставив в значение ДРУ и Ру и обозначив 8|г/К2=В, получим

Р V- Р А у гюУ

Интегрируя от 5 до у и преобразуя имеем

ВА2 2 Рт у 1 + 2[1-Р»

1- Р > у. .А

Обозначив выражение в скобках через к, продолжительность процесса выразим

2 Р„-.

Величина давления в жидкости при разряде с последующей кавитацией парогазового пузыря может быть определена по уравнению Л.А.Юткина где Р1 — начальное давление в парогазовой полости; К] — начальный радиус парогазовой полости; г — расстояние от оси разряда до поверхности образца; хи — продолжительность импульса; т„ — время расширения полости; Ктах — максимальный радиус парогазовой полости.

Для одного импульса давления можно приравнять (44) и (45). Имея в виду ничтожность Ро, из (43) получаем К=(у/5-1), подставляя е (45), находим глубину пропитки за один импульс:

Отсюда следует, что глубина пропитки определяется продолжительностью импульса, давлением, расстоянием разрядного промежутка.

Как показал анализ, процесс пропитки древесины при ЭГЭ наиболее интенсивно протекает в начальной стадии обработки (до 5 импульсов поглощение увеличивается в 6 раз), далее процесс замедляется (до 10 импульсов поглощение в 7,8.8,0 раз) и стабилизируется после 25.30 импульсов воздействия.

В результате проведенных исследований был предложен способ защиты локальных потенциально опасных участков древесины в сооружениях. Он основан на диффузионном проникновении консерванта в древесину при небольшом избыточном давлении в течение продолжительного периода. Для этого разработано съемное автономное устройство, не требующее в обслуживании дополнительных источников энергоснабжения. Необходимое избыточное давление аккумулируется устройством при установке на объект. Своевременное применение способа позволит продлить эксплуатационный период деревянных конструкций в 4.6 раз и уменьшить расход древесины на ремонт и замену пораженных деталей.

З.Йсследование возможности адаптации основного деревообрабатывающего оборудования к ресурсосберегающим технологиям

3.1.Из применяемых в настоящее время технологий переработки древесины наиболее эффективной с наименьшими потерями в отходы признан агрегатный способ переработки. Он заключается в том, что одновременно производится формирование сечения пиломатериалов из центральной части пиловочного сортимента и переработка периферийной зоны в технологическую щепу. По данным Л.З.Лурье предельный уровень выхода продукции при этом достигает 82—88% против 75.78% по традиционной технологии, полезный выход выше на 5.8%. Для практической реализации агрегатного способа переработки пиловочного сырья разработан и изготовлен целый ряд специализированных станков, линий, инструмента. Однако по ряду объективных обстоятельств (высокая стоимость оборудования, сложность конструкций и эксплуатации, металлоемкость, повышенные требования к профессиональной эксплуатации и др.) сдерживают широкое развитие этого прогрессивного направления.

Нами были проведены исследования возможностей применения принципов агрегатирования операций в традиционных широко распространенных технологических процессах производства пиломатериалов на основе лесопильных рам. Для этого была разработана конструкция пильной рамки, устанавливаемой в любую вертикальную лесопильную раму технологического лесопильного потока. Пильная рамка имеет верхнюю и нижнюю поперечины, боковые и дополнительную среднюю стойки. На стойках смонтированы сменные режущие элементы определенной формы, установленные с соответствующим шагом. Количество элементов и шаг, мм, установки определяются величиной хода рамки и соотношением г = (1 + 2) Н/Д (47) где 1 — шаг установки режущих элементов; 1 — длина отделяемого элемента древесины, мм; Н — ход пильной рамки, мм; Д — посылка, мм/обор. При необходимости постав может быть дополнен рамными пилами. При рабочем ходе пильной рамки происходит последовательное отделение частиц древесины каждым резцом. Размеры частиц регламентированы технологическими требованиями потребителя по аналогии с технологической щепой. Резание древесины является торцово-поперечным, что обеспечивает высокое качество среза. Кроме того, боковые грани режущих элементов осуществляют зачистку формируемой поверхности пиломатериала и повышают качество обработки. Пильная рамка выполнена с просветом, определяемым параметрами вырабатываемых пиломатериалов. Это позволяет в 1,6.1,8 раз уменьшить размеры и массу поперечин и стоек, просвет рамки, упростить конструкцию и повысить жесткость пильной рамки. Так как стойки обладают, по сравнению с рамными пилами, намного большей поперечной устойчивостью, то отпадает необходимость в придании последним дополнительной жесткости за счет натяжения или увеличения размеров поперечного сечения, тем более что основная вертикальная составляющая усилия резания подвергает стойки растягивающим напряжениям.

Для повышения надежности й качества обработки древесины разработана оригинальная конструкция фрезы, устанавлийаемак на боковых стойках. Она выполнена в виде 'Конического диска с режущей кромкой и дополнительных резцов, расположенных на образующей диска и ориентированных режущей кромкой по образующей цилиндра. Разделение режущей кромки специальными стружкоделительными канавками позволяет получать фракции измельченной древесины определенной ширины. В случае дополнительной установки рамных пил было предложено увеличить шаг режущих зубьев на полотне в 2,2.2,6 раза, что позволило получить опилки большей длины, пригодные для дальнейшей переработки. Возрастание удельной нагрузки на зуб пилы из-за большей подачи может привести к образованию трещин в межзубной впадине полотна пилы и аварийному выходу ее из строя. Для повышения эксплуатационной надежности предложено создать в опасной зоне пильного полотна постоянно действующие сжимающие напряжения. Проведенные исследования позволили определить координаты зоны нагружения, величину и метод создания напряжений. Величина напряжений определяется из соотношения а = 46ЬЕ/(381), (4В) где 0 — сжимающее напряжение, создаваемое пластической деструкцией, Мпа; 8, Ь — соответственно глубина и ширина следа пластической деформации, мм; Е — модуль упругости материала пилы, Мпа; в — толщина полотна пилы, мм; I — шаг зубьев, мм.

Напряжения создают двухсторонним деформированием определенных участков пилы до пластического состояния металла. Глубина следа деформирования найдена из требований нормы плоскостности полотна и составляет 8=0,05.0,15 мм, что обеспечивает достаточную величину напряжений в межзубной впадине, предотвращающих образование и развитие трещин. Данные рекомендации распространены практически на все виды рамных, ленточных и дисковых пил.

Таким образом, практическая адаптация существующего оборудования для применяемых в настоящее время технологий переработки древесины позволяет повысить выход товарной продукции на 24.35%, обеспечить сбережение лесных ресурсов, упростить и увеличить эффективность самих технологий.

3.2. Повышение работоспособности рамных пил

Качество распиливаемого материала определяется во многом стабильным состоянием рамных пил в поставе во время работы. Для этого производят их натяжение, которое обеспечивает продольную и поперечную устойчивость . Сила натяжения должна быть минимальной, но обеспечивающей большую жесткость полотна пилы. В процессе работы из-за трения о древесину полотна пил нагреваются и вследствие линейного расширения металла удлиняются. В результате значительно снижается их натяжение в пильной рамке, теряется жесткость и устойчивость. Нагревание полотен происходит неравномерно и зависит от местоположения в поставе. Крайние пилы нагреваются меньше, чем средние. Уменьшение напряжений в полотне рамной пилы от нагревания определено по формуле ст, = Еси, (49) где с^ — изменение напряжения от нагревания пилы, МПа; Е — модуль упругости на растяжение, для стали 85ХФ — 196ГПа; а — линейный коэффициент расширения, для стали 85ХФ равен 11,5 10—6 К~!; 1 — средняя температура нагрева полотна, °С

На практике удлинение пил и уменьшение нормальных напряжений в полотне, вызывающее потерю жесткости и устойчивости, устраняют путем дополнительного подтягивания пил, нагревающихся через несколько минут после начала работы. Однако при последующем охлаждении пилы испытывают чрезмерные напряжения, достигающие 140.180 МПа. Излишнее напряжение испытываемое пилами, передается поперечинам пильной рамки и приводит к йз значительным деформациям. Для повышения надежности работы постава пил нами было разработано несколько технических устройств, позволяющих решить задачу одновременного и нормированного натяжения всех пил в поставе. Устройства обеспечивают автоматическую компенсацию температурных удлинений пил, что позволяет снизить их предварительное натяжение на 50%, уменьшить массу поперечин и захватов пил на 8.10%, а нагрузку на пильную рамку на 45.50%. Конструктивно устройство выполнено в виде герметичного корпуса, заполненного рабочей жидкостью, системы опорных и реактивных площадок, эластичных элементов, генератора и компенсатора давления. Устройство имеет небольшую массу и устанавливается на верхней поперечине пильной рамки.

В результате достигнуто одновременное равномерное натяжение пил всего постава, нормированное натяжение каждой отдельной пилы, автоматическое выравнивание натяжения пил в случае ослабления в процессе работы, повышение качества обработки пиломатериалов из-за снижения количества технического брака от потери устойчивости гшл на 4.5%.

3.3. Повышение эффективности работы лесопильной рамы

В работах П.С.Афанасьева, Ф.М.Манжоса, В.Я.Филькевича, В.Ф.Фонкина и др. отмечено, что производительность лесопильных рам наиболее рационально может быть повышена путем увеличения хода пильной рамки и частоты вращения коленчатого вала лишь при сохранении уровня сил инерции механизма резания, определяющего динамическую характеристику системы. Неравномерность движения пильной рамки предопределяет неравномерность вращения коленчатого вала. Кинетическая энергия механизма резания

Е = Ео + Еф= (1о + 1ф ) ш2/2, (50) где Ео — постоянная часть кинетической энергии, соответствующая энергии массы коленчатого вала с противовесами и нижней головкой шатуна; Еф — переменная часть кинетической энергии, соответствующая энергии пильной рамки в сборе, верхней головки шатуна и других возвратно-поступательных деталей; 1сг— постоянная часть приведенного момента инерции масс механизма резания; I,, —- переменная часть момента инерции.

Так как Еф является функцией двух переменных, то производная от уравнения (50) будет: с!Е с!а> с11 щ

- = (1о+1Ф)^~Т, (51) но — = МД-МС, . (52) где Мд, Мс — приведенные моменты сил движущих и сопротивления соответственно.

Из формул (51) и (52) получили "10-1„

Учитывая, что преобладающее влияние на неравномерность угловой скорости коленчатого вала оказывают силы инерции, имеем

1ш ш2 <31 е= — «-,-г—. (54) ~2(10+1ф)<1ф '

Динамический момент в основном движении механизма со2 di,

Мдав.=у—, (55)

Приведенный момент сил инерции коленчатого вала можно определять как

Мдан = (R2 тв ю2 sin2a)/2, (56) где R — расстояние центра тяжести массы от оси вращения; тв — масса системы; со — угловая скорость, рад/с.

Из уравнений (55) и (56) получим R m,sin2

Сила инерции поступательно движущихся масс в кгс, может быть найдена из формулы Р. =^Gp+Gr +-^ra2R^coscp + ^-cos2cpj , (59) где Gp— масса пильной рамки в сборе, кг; Gr — масса верхней головки шатуна, кг; Gc — масса стержня шатуна. В сумме они равны Од — массе движущихся частей.

Единичная сила инерции, приходящаяся на единицу массы движущихся масс А находится из уравнения co2Rf R „ "l А = —^соэф + ~cos29j . (60)

Подставив (60) в (59), имеем

Pu= A (Gp + Gr+ GJ2) = A Gg. (61)

Таким образом, очевидна непосредственная зависимость сил инерции от массы пильной рамки. Для уменьшения сил инерции поступательно движущихся частей лесопильной рамы были разработаны принципиально новые конструкции облегченной пильной рамки. Рамка выполнена в виде замкнутого кольцевого предварительно напряженного регулируемого контура, оснащенного системой растяжек. Участки контура имеют переменное трубчатое сечение и разную степень напряжения. На рис.21 показана расчетная схема напряженного состояния системы рамки. Из условия симметрии системы можно ограничить рассмотрение напряженного состояния рамки элементом кольца. Введем обозначения: Si, S2 — усилия в растяжках; q — интенсивность равномерно распределенной нагрузки от натяжения пил; hi — высота установки растяжки; h2 — уровень установки пил; г— радиус кольцевого контура пильнои рамки; a¡, a¡2 — углы, ограничивающие расчетные участки, a, = arcsm—, h, a2=arcsin—Изгибающие моменты в пределах каждого из этих участков определяются: для 1-го участка (ai > a > 0)

М = г для 2-го участка (a2 > а > a¡) y-(l-cosa) + S2(cosa + sina-l) (3 - сова) + Бг (сова + эт а -1) + Б, (бш а - вш а,)

М = г для 3-го участка (90 > а 2 а2) qa.

- (1 - со э а) + в2 (со в а + эт а -1) + 8, (вт а - эт а,) + г ц вто^ - эта)

Принимаем для приведения сравнительного; расчета г = 1 м; Ь = 0,6 м; Ь2 = 0,9 м; а = 0,5 м; q = 600 кН/м; в] = 375 кН; вг = 40 кН. Наибольший изгибающий момент Мтах = 30 кНм. В пильных рамках известных конструкций максимальное напряжение о достигает 350 МПа. Тогда размеры поперечного сечения рамки, выполненного в форме кольца с отношением внутреннего диаметра к наружному

3/0 = 0,7, будут Б формуле составит

10 см, а = 7 см. Вес контура при этом цо нижеприведенной где у — объемный вес материала рамки, у =7,8 Н/м

Вес пильной рамки РД75-6 составляет 4,9 кН. Вес рамки новой конструкции в 2,6 раза меньше, следовательно, в 2,6 раза снижаются силы инерции. Инерционные силы пропорциональны квадрату угловой скорости вращения кривошипа, что обуславливает повышение производительности в 1,6 раза. С учетом дополнительной массы растяжек вес контура будет 2,2 кН, тогда производительность рамы увеличится в 1,5. Результаты расчетов при разных параметрах рамки приведены в табл.6.

Таблица

Гь м <3/0 Полный вес рамки, кН Повышение производительности лесопильной рамы (число раз)

1 0,7 2,2 1,

0,875 1,8 1,

0,75 0.7 1,9 1,

0,875 1,3 1,

0,5 0,7 1,04 2,

0,875 0,74 2,

Таким образом, определенное в результате исследований направление снижения массовых характеристик пильных рамок обеспечивает повышение производительности лесопильных рам в 1,5 раз и более.

4.Исследование точности работы подающих устройств лесопильных станков

ВопрЬсы точности в деревообработке изучали Ф.М.Манжос, В.Н.Михайлов, С.А.Ильинский, И.В.Куликов. Проведенные теоретические и экспериментальные исследования точности установки подающих элементов, величины и характера усилий, вызывающих перебазирование материала, скорости подачи материала, величины давления на древесину рабочих органов механизмов позволили разработать рекомендации и технические решения, способствующие повышению точности выработки пиломатериалов. Была создана оригинальная экспериментальная база, позволившая исследовать процесс перебазирования во всем реальном диапазоне действующих факторов. Графо-аналитическим методом были проанализированы возможные случаи подачи материала одним, двумя, четырьмя элементами при различных сочетаниях неточности их установки, а также взаимодействие базовых элементов с подаваемым материалом, имеющим определенные точностные отклонения. В общем случае величина тягового усилия системы из четырех элементов определена по формуле

Р^7Рза+2РТ1 Р34со8(812-5314)к2, (66) а угол отклонения вектора, град., суммарного тягового усилия из выражения

8 = у2 агссоз г —74 +

Урт1 +Р12 + 2Р,1РТ2сЦУ1 -У г)

РТЗС05(УЗ-У4)-РТ агссо8-т —- (о/)

23+Рт4+2РтзРТ4С08(Уз-У4) где Рх — суммарное тяговое усилие; РтьРт2,Ртз,Рт4 — составляющие тягового усилия базового элемента; 81,2, 83,4 — углы отклонения векторов тяговых усилий передних и задних базовых элементов от направления подачи; уь у2, уз, У4 - углы отклонения составляющих тягового усилия, обеспечивающих продольное перебазирование материала, град.

Методом теоретического анализа установлено, что геометрическая точность основных элементов механизма подачи существенно влияет на точность обработки материала. Определены величины возможных и допустимых погрешностей обработки на обрезных станках. В целях уточнения теоретических зависимостей была проведена их экспериментальная проверка. Результаты показаны на рис.22.

Установлено, что с увеличением погрешности установки верхнего подающего элемента системы, усилие, вызывающее поперечное перебазирование материала, увеличивается по параболическому закону и может быть выражено как Т] = 21а0'445, где Т] — усилие поперечного перебазирования, Н; а — угол погрешности установки подающего элемента, град. Точность работы нижнего подающего элемента оказывает возмущение на 18.20% больше, чем верхнего. Величина смещения материала при этом больше на 9,0.9,5%. В то же время суммарная погрешность установки парных элементов вызывает перебазирование материала на 35.38% меньше. Составляющая вектора усилия продольного перебазирования незначительно возмущает систему подачи, на 0,8.1%.

В результате исследования влияния скорости подачи материала на величину и характер действия усилий, вызывающих перебазирование, установлено, что с увеличением скорости подачи величина усилий поперечного перебазирования материала уменьшается в среднем на14.18% в данном диапазоне скоростей. Характер изменения подчиняется линейному закону

Т = аи + с , (68) где Т — величина усилия, вызывающая поперечное перебазирование материала, Н; и — скорость подачи материала, м/мин; с — коэффициент, учитывающий влияние постоянно действующих факторов.

Отмечено, что увеличение погрешности установки подающих элементов приводит к возрастанию абсолютной величины усилия перебазирования, однако общая тенденция его к уменьшению с возрастанием скорости подачи материала не изменяется.

Проведенные исследования позволили установить, что для повышения точности обработки пиломатериалов при подвижном базировании необходимо устранить поперечное смещение обрабатываемого материала. Были разработаны специальные устройства, улучшающие условия подвижного базирования материала и повышающие точность его обработки. Один из вариантов базирующего устройства был изготовлен, установлен за обрезным станком в производственном потоке лесопильного цеха на лесозаводе №2 г.Архангельска. Производственные испытания подтвердили правильность выбранных решений и показали, что точность обработки пиломатериалов повысилась в 2,5.3,0 раза.

Таким образом, повышение точности работы лесопильных станков способствует рациональному использованию древесного сырья и является составной частью ресурсосбережения.