ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение 3
Глава I
Основы реологии мясных н молочных продуктов 8
Общие положения 8
Основные уравнения напряжений и деформаций 14
Классификация реологических тел и их основные струк¬
турно-механические свойства 29
Влияние температуры и влажности на структурно-меха¬
нические свойства 44
Глава II
Методы н приборы для измерения структурно-механиче¬
ских свойств мясных и молочных продуктов 49
Общие положения 49
Методы и приборы для измерения сдвиговых свойств 53
Ротационные вискозиметры 55
Капиллярные вискозиметры 88
Пенетрометры, консистометры и другие вискози¬
метры 102
Методы и приборы для измерения компрессионных ха¬
рактеристик 111
Методы и приборы для измерения характеристик про¬
дуктов на границе раздела с твердыми телами 121
Глава III
Сдвиговые свойства мясных и молочных продуктов 133
Сдвиговые свойства твердообразных продуктов 133
Влияние различных технологических факторов на струк¬
турно-механические свойства 147
Сдвиговые свойства жидкообразных продуктов и влия¬
ние на них различных технологических факторов 186
Глава IV
Компрессионные характеристики и плотность мясных и
молочных продуктов 209
Компрессионные характеристики мясных продуктов 209
Компрессионные характеристики молочных продук¬
тов 231
Плотность мясных и молочных продуктов 235
382

Глава V
Поверхностные характеристики мясных и молочных
продуктов 240
Адгезионные характеристики (липкость) мясных и мо¬
лочных продуктов 240
Фрикционные характеристики мясных и молочных про¬
дуктов 262
Глава VI
Реологические исследования н расчеты некоторых ра¬
бочих органов машин 273
Общие положения 273
Приборы, стенды и методы исследования рабочих ор¬
ганов машин 276
Уравнения движения пластично-вязких продуктов 289
Реологические расчеты 308
Глава VII
Устройства для перемещения пластично-вязких мясных
и молочных продуктов 323
Насосы 323
Устройства для пневмогидротранспортировки продук¬
тов 352
Приложения 361
Предметный указатель 363
Список использованной литературы 369

36.92
Г67
УДК 637.1 /.5:532.135
Горбатов А. В. Реология мясных и молочных продуктов,
1979. В монографии, посвященной проблемам реологии, мясные и мо¬
лочные продукты представлены как объекты инженерной физико¬
химической механики, в этом аспекте трактуются основные результа¬
ты различных исследований. Особое внимание уделено рассмотрению
комплексных инженерно-технологических направлений исследования
структурно-механических свойств и различных реологических процес¬
сов с целью разработки методов нх расчетов и совершенствования.
При этом предпочтение отдано тем исследованиям, в которых ис¬
пользованы научно обоснованные методики и приборы, а для обоб¬
щения экспериментальных данных привлечены фундаментальные тео¬
ретические законы.
Основываясь на приведенных результатах разносторонних иссле¬
дований мясных и молочных продуктов, можно выполнять расчеты
ряда рабочих органов машин, находить оптимальные режимы их
эксплуатации с учетом качественных показателей и т. д. Отдельные
положения работы могут быть использованы при дальнейших иссле¬
дованиях в области изучения структурно-механических свойств пи¬
щевых продуктов и различных устройств для их механической, тер¬
мической, электрической и других видов обработки, а также при раз¬
работке методов оценки качества продуктов.
Таблиц 68. Иллюстраций 90. Список литературы — 22J название.
Рецензенты: проф., д-р техи. наук А. М. МАСЛОВ,
канд. техн. наук Г. Е. ЛИМОНОВ.
-. властная
<	-	-с	К	8
31703—079
Г ——г-—г-79—79 2904000000
044(01)—79
J) Издательство «Пищевая
промышленность», 1979 г.

ВВЕДЕНИЕ
Пищевые продукты, в том числе мясные и молочные
[5], очень сложны по химическому составу и обладают
различными свойствами, которые в совокупности со¬
ставляют качество продукции. Существующие в настоя¬
щее время методы оценки качества продуктов часто
субъективны и далеки от совершенства. Важнейшие
физические свойства продуктов не всегда верно учиты¬
вают при проектировании машин и аппаратов.
Наиболее полно можно судить о качестве продукта
по тем физическим свойствам, которые зависят от хи¬
мического состава и определяются внутренним строе¬
нием продукта. При этом характеристики сырья пред¬
определяют основные показатели готовых продуктов.
Задачами классической реологии как науки о течении
и деформации реальных тел (техническая механика ре¬
альных тел или дисперсных систем) являются изучение
свойств существующих продуктов и разработка методов
расчета процессов течения их в рабочих органах машин.
В функции физико-химической механики как науки о
способах и закономерностях формирования структур
дисперсных систем с заранее заданными свойствами
входят установление существа образования и разруше¬
ния структур в дисперсных и нативных системах в за¬
висимости от совокупности физико-химических, биохи¬
мических, механических и других факторов, а также ис¬
следование, обоснование и оптимизация путей получе¬
ния структур с заранее заданными технологическими
свойствами.
Важнейшая проблема физико-химической механики
заключается в уточнении закономерностей и механизма
действия малых добавок поверхностно-активных ве¬
ществ в процессах структурообразования, при возник¬
новении контактных взаимодействий, деформировании и
разрушении материалов. В этих процессах определяю¬
щее значение имеют механические свойства [73, 148].
К основным задачам инженерной физико-химической
механики можно отнести следующие:
3

выявление величин основных реологических характе
ристик, необходимых для расчета и совершенствована
технологических процессов и оценки качества изделий
разработку методов измерения характеристик как i
стационарных (лабораторных) условиях, так и в потоке
а также методик расчета реологических характеристик
разработку датчиков и приборов для измерения ве
личин свойств на основе научно обоснованных матема
тических моделей реальных продуктов и оперативной
регулирования значений свойств (с обратной связьк
к обрабатывающей машине);
разработку научно обоснованных методов расчет;
оборудования для определения оптимальных геометри
ческих, энергетических, кинематических и динамически;
параметров работы машин, а также принципиально но
вых машин и аппаратов и их рабочих органов;
определение «эталонных» показателей реологически;
свойств сырья и готовых продуктов, основанных на су
ществующих в настоящее время методах оценки каче
ства изделий;
управление структурой и качеством пищевых продук
тов* путем внесения добавок, изменения режимов и спо
собов механической и технологической обработки и пр.
комплексное исследование величин различных физи
ческих свойств (в значительном интервале измененш
определяющих технологических факторов) для установ
ления аналогии между изменениями свойств, их модели
рования, прогнозирования и расчета как значенш
свойств, так и производственного оборудования и при
боров контроля.
При решении названных проблем существенное зна
чение имеют реологические методы как научный фунда
мент для практических и теоретических разработок. Эт<
соображение о важности реологических (структурно
механических) свойств, отмеченное более десяти ле'
назад [34, 124, 152, 160], в последние годы нашло пол
ное признание как в СССР [73, 92, 93, 116, 133, 174
200], так и за границей [110, 193, 216, 219, 220].
В реологии и инженерной физико-химической механи
ке широко используют следующие основные методы ис
следования: дифференциальный, интегральный, аналогии
и моделей, анализа размерностей, экспериментальный
При этом обычно основываются на гипотезах, рассмат
4

ривающих материал с макроскопической точки зрения
з качестве сплошной деформируемой среды, мерами по¬
движности частиц которой являются амплитуда и ско-
эость смещения с непрерывным распределением основ¬
ных физических свойств и деформаций. Такой подход
позволяет не рассматривать сложные молекулярные
движения в телах и использовать для описания процес-
:ов аппарат математического анализа, применяемого к
непрерывным функциям [157]. Каждый из перечислен¬
ных методов, за исключением экспериментального,
можно осуществлять теоретико-феноменологическими и
экспериментальными способами. В пределах одного ис¬
следования возможны комбинации методов.
Дифференциальным методом пользуются при изуче¬
нии бесконечно малых величин: в феноменологических
исследованиях при составлении дифференциальных
/равнений; в экспериментальных работах часто изучают
изменение параметров отдельных элементов тела в ка¬
ком-либо процессе. Таким образом, дифференциальный
метод позволяет определить в теоретических и экспери¬
ментальных исследованиях состояние величин, перемен¬
ных во времени и пространстве (для любого момента
зремени и в любой точке пространства). Интегральный
метод служит для изучения конечных величин. Он дает
зозможность определить суммарный эффект изменения
параметров в системе под действием тех или иных фак-
горов. Обычно теоретические расчетные формулы полу-
пают в результате интегрирования дифференциальных
/равнений, эмпирические — в результате суммарного
/чета дифференциальных изменений в системе. Те и дру¬
гие уравнения позволяют описать процесс от начального
то конечного состояния изменения параметров.
Методом аналогий пользуются довольно широко во
многих качественных и количественных исследованиях.
В общем случае он позволяет составить уравнения для
эеальных объектов по аналогии с уравнениями для
идеальных. Основываясь на общности дифференциаль¬
ных уравнений, можно изучать сложные явления с
помощью более простых.
В реологии широко распространен метод механиче¬
ских моделей. Например, для получения наглядной
картины поведения материала под действием напряже¬
ний каждое его свойство (упругость, пластичность

и др.) заменяют механическим элементом (пружиной,
нарой трения скольжения и т. д.). В реологии также
широко используют геометрическое, математическое,
физическое и другое моделирование. Недостаток метода
аналогий заключается в том, что им трудно пользо¬
ваться при исследовании сложных внутренних взаимо¬
действий. Физическое моделирование эффективно для
получения качественных и количественных соответствий
натурным объектам.
Метод анализа размерностей применяют для состав¬
ления критериальных уравнений при обработке экспе¬
риментальных данных. При разработке методики экс¬
перимента, определив зависимые и независимые пере¬
менные и функциональную зависимость между крите¬
риями, можно установить необходимые пределы изме¬
нения последних.
Экспериментальный метод обязателен при полных
исследованиях для получения всех расчетных зависимо¬
стей и формул. Только в результате эксперимента мож¬
но определить границы приложения дифференциального
или интегрального уравнения, найти для теоретических
или эмпирических уравнений коэффициенты, характери¬
зующие специфичность исследуемого объекта, проверить
теоретические положения на'практике и увязать теорию
с практикой. Общепризнанной теорией эксперименталь¬
ных исследований является теория подобия, которая
трактует условия подобия физических явлений и методы
определения этих условий, а в ряде случаев позволяет
разработать методику эксперимента и определить под¬
ход к нему. Подобные явления должны иметь одинако¬
вые и численно равные критерии, в том числе и полу¬
ченные из граничных и начальных условий. Частичное
подобие может быть в том случае, когда одинаковы кри¬
терии, учитывающие наиболее существенные черты объ¬
екта в данном процессе.
Любые измерения, как бы тщательно их не проводи¬
ли, не могут дать двух абсолютно тождественных ре¬
зультатов. Всегда возможно наложение каких-либс
побочных явлений, искажающих результат. Отклонена
измеренного значения величины в эксперименте от ее
точного значения составляет ошибку. Кроме того, даль
нейшую аналитическую и графическую обработку опы
тов проводят с определенной степенью точности, напри
6

мер логарифмической линейкой или на ЭВМ. Подсчет
ошибки эксперимента позволяет установить заранее
допустимую погрешность вычислений. Основной задачей
теории ошибок является разработка способов получения
и обработки результатов, при которых ошибки будут
минимальны, а определяемая величина наиболее досто¬
верной. Для предварительного решения этой задачи
оценивают ошибки и погрешности как в эксперименталь¬
ных измерениях, так и дальнейших арифметических
действиях с опытными числами.
В основу классификации материала книги по главам
положен вид действующих на продукт механических на¬
пряжений (усилий) и деформаций. Условно весь мате¬
риал разделен на две части: реологические свойства и
динамика движения продуктов в рабочих органах ма¬
шин. Разделы построены по единому плану: физическая
сущность и теоретические основы; способы и устройства
для измерения характерных величин; фактические дан¬
ные по основным характеристикам; использование их
для практических целей.
По возможности в книге показаны комплексные ис¬
следования различных физических свойств и установ¬
лена аналогия их изменения при воздействии одинако¬
вых факторов.
Собственные	исследования автора, приведенные в
книге, выполнены в лаборатории гидравлики кафедры
промышленного	строительства и охраны труда	и в
Проблемной научно-исследовательской лаборатории
электрофизических методов обработки пищевых продук¬
тов МТИММПа.
Сотрудникам	кафедры и лаборатории проф.,	д-ру
техн. наук И. А. Рогову, кандидатам технических	наук
О. П. Боровиковой, Я. И. Виноградову, В. Д. Косо¬
му, Н. А. Мусабаеву, Е. Т. Спирину, С. И. Сухано¬
вой, В. М. Щукину, а также товарищам, любезно пре¬
доставившим результаты своих опубликованных науч¬
ных исследований, специально переработанных ими в
плане книги; рецензентам: зав. кафедрой технологии
молока и молочных продуктов ЛТИХПа проф., д-ру
техн. наук А. М. Маслову и зав. лабораторией физиче¬
ских методов исследования ВНИИМПа ст. науч. сотр.,
канд. техн. наук Г. Е. Лимонову — автор выражает
свою искреннюю благодарность.
7

ГЛАВА I
ОСНОВЫ РЕОЛОГИИ мясных
и молочных продуктов
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Классификация реальных тел. В табл. 1 приведена
классификация реальных тел по сдвиговым характери¬
стикам. Методы и положения физической и коллоидной
химии, биохимии и ряда других наук, применяемые
для классификации реальных тел, не отражены в дан¬
ной таблице.
Три основных «первичных» тела — упругое (модель —
пружина), пластичное (модель — пара трения скольже¬
ния) и вязкое (модель — поршень с отверстиями и ци¬
линдр) — в различных сочетаниях и комбинациях могут
обеспечить характеристики множества реальных пище¬
вых продуктов. При этом обычно деформации и скоро¬
сти их связаны линейно. Группа нелинейных реологи¬
ческих тел описывается, по преимуществу эмпирически¬
ми зависимостями, в которых деформации и скорости
деформаций связаны степенными или более сложными
закономерностями.
Большинство уравнений теории упругости, пластич-
Идеальное твердое тело,
Эвклида
Упругое тело,
Гука
Пластичное тело,
Сен-Венаиа
1
2
3
При любых нормаль¬
ных и касательных на¬
пряжениях деформация
равна нулю
Напряжение пропорци¬
онально деформации
При достижении пре¬
дельного напряжения
сдвига начинаются пла¬
стические деформации
Теоретическая механика
Теории
упругости | пластичности
Сопротивление материалов

иости, гидравлики может быть получено в виде частных
случаев из реологических.
Классификация дисперсных систем. Классическими
объектами управляющей реологии и инженерной физи¬
ко-химической механики являются дисперсные системы,
состоящие из двух и более фаз. В них дисперсионной
средой является непрерывная фаза, дисперсной фазой—
раздробленная фаза, состоящая из частиц, не контакти¬
рующих друг с другом. При этом под фазой понимается
совокупность гомогенных частей системы, отграничен¬
ных от других физическими поверхностями раздела.
Классификация дисперсных систем дана в табл. 2.
Дисперсные системы (с жидкой дисперсионной сре¬
дой) могут находиться в свободном состоянии — золь,
когда отдельные элементы не связаны или слабо свя¬
заны друг с другом (молоко), и в связанном состоя¬
нии— гель (простокваша, кефир), когда частицы свя¬
заны друг с другом молекулярными силами и образуют
структуру, т. е. пространственный каркас.
Классификация структур дисперсных систем. Струк¬
туру, т. е. внутреннее строение продукта и характер
взаимодействия между отдельными ее элементами (ча¬
стицами), определяют химический состав, биохимиче¬
ские показатели, температура, дисперсность и ряд тех¬
нологических факторов.
По классификации акад. П. А. Ребиндера [73] струк¬
туры пищевых продуктов можно разделить на коагуля¬
ционные и конденсационно-кристаллизационные.
Таблица 1
Реологические тела
Истинно низкая жидкость,
ньютоновская
Идеальная жидкость,
паскалевская
4
5
6
Линейные —■ составные
из тел по графам 2, 3,
5, нелинейные — эмпи¬
рические
Напряжение пропорцио¬
нально градиенту ско¬
рости в первой степени
Вязкость и сжимае¬
мость равны пулю
Реология
Гидравлика
9

Таблица 2
Дисперсионная
среда
Дисперсная
фаза
Система
Примеры систем
Газ
Твердая
Жидкая
Г азообразиая
Пыль, дым
Туман
Сухой порошок (молоко, му¬
ка) в воздухе
Дисперсия крови, молока в
распылительной сушилке
Жидкость
Твердая
Жидкая
Газообразная
Суспензия
Эмульсия
Пена
Бульон, расплавленный жир
с белковыми частицами, кол¬
басный фарш, сырковая масса
Жир в воде, молоко при вы¬
соких температурах
Крем, взбитые сливки
Твердое тело
Твердая
Жидкая
Газообразная
Твердая сус¬
пензия, сплав
Т вердая
эмульсия
Пористое
тело
Замороженная мышечная
ткань
Сливочное масло, нативная
мышечная ткань
Сыр, взбитый и коагулиро¬
ванный меланж
Примечания:	1. В книге рассмотрены системы с жидкой и твердой
дисперсионными средами.
2. В качестве примеров приведены только некоторые продукты, причем
продукт к той или иной системе отнесен по главным признакам. Например,
колбасный фарш после куттерования представляет собой суспензию, насыщен¬
ную воздушными пузырьками, т. е. трехфазную систему. Одни и тот же продукт
(животный жир, сливочное масло) в зависимости от температуры можно отнес¬
ти к разным системам. Механическое воздействие (резание, сбивание, переме¬
шивание) способно вызывать переход нз одного вида дисперсий в другой.
Коагуляционные структуры образуются в дисперсных
системах путем взаимодействия между частицами и мо¬
лекулами через прослойки дисперсионной среды за счет
ван-дер-ваальсовых сил сцепления. Толщина прослойки
соответствует минимуму свободной энергии системы
[73]. Термодинамически стабильны системы, у которых
с поверхностью частиц прочно связаны фрагменты мо¬
лекул, способные без утраты этой связи растворяться в
дисперсной среде. В свою очередь дисперсионная среда
находится в связанном состоянии. Обычно эти структу¬
ры способны к самопроизвольному восстановлению пос¬
ле разрушения (тиксотропия). Толщину прослоек ха¬
рактеризует в известной степени содержание дисперси¬
10

онной среды. При увеличении содержания воды значе¬
ния сдвиговых свойств уменьшаются, а система из
твердообразной переходит в жидкообразную. В связи с
этим оптимальные технологические характеристики про¬
дукта определяются степенью его дисперсности, при ко¬
торой наблюдается наибольшая водосвязывающая спо¬
собность. При обезвоживании коагуляционных структур
прочность их повышается, но после определенного пре¬
дела они перестают быть обратимо тиксотропными. Вос¬
станавливаемость структуры сохраняется в пластично¬
вязкой среде, когда пространственный каркас разруша¬
ется без нарушения сплошности. При дальнейшем сни¬
жении содержания жидкой фазы, т. е. переходе к пла¬
стическим пастам, восстановление прочности после
разрушения структуры возможно при действии напряже¬
ния, вызывающего пластические деформации, обеспечи¬
вающие истинный контакт по всей поверхности разрыва.
Наконец, при наибольшей степени уплотнения структу¬
ры и наименьшей толщине прослоек жидкой среды вос¬
станавливаемость и пластичность исчезают, кривая
прочности в зависимости от влажности дает излом. Та¬
кая предельная влажность была определена для неко¬
торых видов колбасного фарша [42]. При этом контак¬
ты частиц оставались точечными; они могли перехо¬
дить в фазовые при значительном повышении темпера¬
тур путем спекания или срастания.
Для описания долговечности структуры (т, с), напри¬
мер желатина, альбумина, под нагрузкой П. А. Ребин¬
дер с сотрудниками [73, 165] использовал экспоненци¬
альную зависимость С. Н. Журкова:
и„ — уст	Е	—	у'а
Т=т0ехр —	= т0ехр ——	,	(1—1)
где То — предэкспоненциальный множитель, с;
и0 — начальная энергия активации процесса разрушения в
расчете на одну молекулу, Дж;
у и у' — структурная постоянная (объем активации), соответст¬
венно м3 и м3/моль;
а — нормальное или сдвиговое напряжение разрушения, Па;
k — постоянная Больцмана (k= 1,38-10~23 Дж/К);
Т — абсолютная температура, К;
Е— начальная энергия активации в расчете на все моле¬
кулы, содержащиеся в одном моле, Дж/моль;
R — универсальная газовая постоянная [/? = 8,31 Дж/(мольХ
ХК)].

В соответствии с формулой (I—1) процесс разруше
ния рассматривается как термомеханический, т. е. энер
гетический барьер (энергия активации), ослабленньн
действием механического напряжения, преодолевается i
результате теплового воздействия. Числитель экспонен
ты может быть больше или меньше нуля, что характе
ризует преобладание того или иного вида разрушения
Для коагуляционно-конденсационной структуры гел5
казеина энергия активации составляет около 120х
ХЮ3 Дж/моль, структурная постоянная — околс
0,42 м3/моль.
При образовании коагуляционных структур в мясны)
и молочных продуктах существенную роль играют по
верхностно-активные вещества и растворенные в вод<
белки, которые выступают в качестве эмульгаторов \
стабилизаторов образуемых систем [73].
Конденсационно-кристаллизационные структуры при
сущи натуральным продуктам, однако они могут обра
зовываться из коагуляционных при удалении дисперси
онной среды или срастании частиц дисперсной фазы i
расплавах или растворах. В процессе образования эт!
структуры могут иметь ряд переходных состояний: коа
гуляционно-кристаллизационные, коагуляционно-конден
сационные при непрерывном нарастании прочности. Ос
новные отличительные признаки структур такого тип;
следующие: большая прочность по сравнению с прочно
стью коагуляционных структур, что обусловлено высо
кой прочностью контактов между частицами; отсутствш
тиксотропии и необратимый характер разрушения; боль
шая хрупкость и упругость из-за жесткости скелет;
структуры; наличие внутренних напряжений, возникаю
щих в процессе образования фазовых контактов и вы
зывающих в дальнейшем перекристаллизацию и само
произвольное понижение прочности вплоть до наруше
ния сплошности, например растрескивание при суиш
[29].
Таким образом, вид структуры продукта обусловли
вает его качественные и технологические показатели i
поведение в процессах деформации. Для их описанш
используют кривые течения (реограммы), которые свя
зывают между собой напряжение и скорость деформа
ции (деформацию). Характер реограмм, как правило
!2

позволяет отнести данный реальный продукт к тому
или иному виду реологических тел.
Формы связи влаги с продуктом. Большинство мясных
и молочных продуктов в тех или иных количествах со¬
держат воду.
Вид или форма связи влаги с продуктом определяют
технологические показатели продукта и его реологиче¬
ские свойства.
По классификации акад. П. А. Ребиндера [29, 101],
выделяют три основные формы связи:
химическую, которая обусловлена ионными или моле¬
кулярными взаимодействиями в точных количественных
соотношениях. Влагу удаляют из продукта путем про¬
каливания или химических реакций;
физико-химическую влагу, обусловленную адсорбцией
влаги в гидратных оболочках или осмотическим удержи¬
ванием в клетках в нестрого определенных соотноше¬
ниях, удаляют из материала испарением, десорбцией
(адсорбционная) или за счет разности концентраций
(осмотическая). Адсорбционная влага может иметь
иные, чем вода, свойства и способствовать диспергиро¬
ванию частиц и пластификации системы. Она присуща
структурам коагуляционного типа. Осмотическая влага
вызывает набухание тела и свойственна нативным и
дисперсным клеточным структурам;
физико-механическую, обусловленную удерживанием
влаги в ячейках структуры (иммобилизационная), в
микро- и макрокапиллярах и прилипанием ее к поверх¬
ности тела (смачивание) в неопределенных соотноше¬
ниях. Влагу удаляют из материала испарением или
механическими способами (отжатием, центрифугирова¬
нием и т. д.). Основная масса воды находится в сво¬
бодном состоянии и не меняет своих свойств.
При увеличении содержания влаги ее избыток пере¬
стает быть связанным с продуктом и самопроизвольно
отделяется от него (отстаивание, расслаивание и пр.).
По преобладанию формы связи влаги продукты мож¬
но разделить на коллоидные (физико-химически свя¬
занная влага — золи и гели, целые ткани мяса и пр.),
капиллярнопористые (физико-механически связанная
влага) и коллоидные капиллярнопористые, имеющие
качества, присущие первым и вторым, например мясной
фарш, творожно-сырковая масса и пр.
13

ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
И ДЕФОРМАЦИЙ
Реологические или в более широком смысле струк¬
турно-механические свойства характеризуют поведение
продукта в условиях напряженного состояния и позволя¬
ют связать между собой напряжения, деформации и
скорости деформаций в процессе приложения усилий.
Иными словами, при известных величинах свойств мож¬
но вычислить напряжения или деформации и получить
необходимые параметры процесса или аппарата, т. е.
выполнить прочностные и технологические расчеты. По¬
этому в реологии особое значение имеет вид уравнения,
связывающего между собой посредством постоянных
величин (свойств) напряжения и деформации или ско¬
рости деформаций. Выбор такого уравнения из множе¬
ства других обусловлен соответствием дифференциаль¬
ной зависимости течения продукта реальным условиям.
Любой процесс как непрерывную смену явлений во
времени можно рассматривать не только комплексно, но
и по наиболее характерным признакам. При этом опи¬
сания явлений, которые выражают внешнюю форму
внутренней природы продукта, должны объективно от¬
ражать эти характерные внутренние связи применитель¬
но к конкретным условиям. Так, реологические характе¬
ристики неодинаковы в различных процессах деформи¬
рования: движение в одних рабочих органах машин со¬
провождается большими значениями градиента скоро¬
сти и напряжения (насосы, трубопроводы), в других —
небольшими (дозаторы котлетного автомата и подобных
устройств). Поэтому для расчета этих процессов необ¬
ходимо использовать свойства, определенные в соответ¬
ствующем интервале напряжений и деформаций.
Качество продукта также необходимо оценивать по
наиболее существенным для данного процесса свойст¬
вам.
По виду приложения усилия или напряжения к про¬
дукту реологические свойства можно разделить на
сдвиговые, которые определяют поведение объема
продукта при воздействии на него сдвиговых касатель¬
ных напряжений (изучение их занимает основное место
в реологии — внутренней механике потоков жидкостей
или дисперсий); компрессионные, характеризу¬
14

ющие поведение объема продукта при воздействии на
него нормальных напряжений в замкнутой форме между
двумя пластинами или при каком-либо другом одно¬
осном растяжении — сжатии образца продукта; по¬
верхностные, которые характеризуют поведение
поверхности продукта на границе раздела с другим,
твердым материалом при воздействии нормальных (ад¬
гезия) и касательных (внешнее трение) напряжений.
В последнее время в связи с попытками объективно
оценить качество изделий, в частности нежность, опре¬
деляют самые разнообразные механические характери¬
стики: сопротивление резанию струной или лезвием,
продавливаемость через отверстие и пр.
Рассмотрим некоторые основные первичные физико-механиче¬
ские н математические понятия, широко используемые в реологии
[30, 92, 151, 159, 198].
Деформация — это изменение линейных размеров тела, при
котором частицы или молекулы смещаются относительно друг дру¬
га без нарушения сплошности тела. Относительная деформация е
представляет отношение абсолютной деформации А1 (в м) к пер¬
воначальным размерам тела I (в м). т. е.
М
е = —.	(1-2)
Деформации могут быть сдвиговыми, одноосными (линей¬
ными) и объемными.
Деформации могут изменяться во времени т (с) при неуста-
иовившемся процессе; при установившемся — изменение деформа¬
ции в единицу времени постоянно. Все это описывается понятием
скорости деформации е (1/с):
de
Если деформация под действием конечных сил увеличивается
непрерывно	и	неограниченно, то материал	начинает	течь.	Устано¬
вившийся	режим	течения	характеризуется	градиентом	скорости, ко¬
торый по смыслу аналогичен скорости деформации:
du
е = '	,	(I—За)
dx	к	1
где и — линейная скорость элементарного слоя, м/с;
х — расстояние по нормали между двумя элементарными
слоями, м.
Напр яжение 0 (в Па)—это сила Р (в Н), действующая
на единицу площади F (в м2):
0=4-	м
15

Напряжение в точке
(1-4
Формально сдвиговые или касательные напряжения (0), но|
малыше напряжения (а), давление или гидростатическое давлен:
(Р) и адгезия пли давление прилипания (р0) описываются зав!
симостью (I—4), где сила и площадь будут иметь соответствук
щий физический смысл.
Гидростатическое . давление в точке в истинно вязких жиди
стях или в жидкообразных системах не зависит от ориентаци
площадки; а в пластично-вязких системах, имеющих структурны
каркас, — зависит. Если на тело, заключенное в определенно
объеме, действует гидростатическое давление р (в Па), то в но[
мальном направлении будет действовать меньшее давление /
(в Па). Их отношение характеризуется коэффициентом боковог
давления £
который для истинно вязкой жидкости равен единице, для абсолют
но жесткого тела —• нулю.
В случае, когда неидеальное тело, у которого 0<С£<1, и
заключено в жесткую форму и подвергается действию одноосн
растягивающего или сжимающего напряжения, происходит изме
нение его формы. При условии постоянства объема, например пр:
одноосном сжатии, уменьшается высота тела и увеличиваются еп
поперечные размеры, что характеризуется соответственно относи
тельными деформациями. Они связаны между собой посредство:
коэффициента Пуассона v, характеризующего упругие свойств;
материала,
где 8Г — относительная поперечная деформация;
8—относительная продольная деформация прямого стержни
при его продольном растяжении или сжатии в облает:
действия закона Гука.
При одноосном сжатии пластично-вязких тел, ие заключении:
в жесткую форму, наряду с упругими возможны необратимы!
пластические деформации, связанные с уменьшением объема. Тог
да объемная деформация еу будет представлять собой отнощенш
изменения объема тела	V,,	к	его	первоначальному	объе
му V:
Объемная деформация с точностью до бесконечно мальм выс¬
шего порядка является суммой относительных деформаций пс
Трем перпендикулярным осям: ev = e — 2ег. Это легко представит:
себе, если принять, например для цилиндра, начальный объем V=
v
(1-6
е
16

с 20840
*=nR4, конечный объем VK = n(R+AR)2(l— М). Тогда деформации
по -осям координат будут
д/	AR
е_", I ’ fc'r^ R
Общая деформация
8у = е — 2ег = е(1 — 2v).	(I—8)
Начальное и конечное состояние системы при объемном сжа¬
тии в жесткой форме можно связать первым законом термоди¬
намики:
А1/ = AQ + ДА,	(1—9)
где AU — изменения внутренней энергии системы, Дж;
AQ — количество тепла, подведенное илн отведенное от си¬
стемы, Дж;
АА — механическая работа, совершаемая внешними или
внутренними силами, Дж.
При постоянной температуре, когда AQ = 0,
AA = pAV+VAp,	(I—9а)
где р — давление, Па;
V — объем продукта, м3.
Прн постоянных давлении (Др = 0) и температуре	(AQ = 0)
получается зависимость для расчета удельной (на единицу объема)
работы Луд (в Дж/м3):
A А	A V	V	— V(p, т)
Луд = —=р— =р 	-	=	ре(р,	т),	(1-10)
где V—начальный объем системы, м3;
V(р, т) — объем при воздействии давления р (в Па) в любой"
момент времени т (вс), м3;
8(р, т) — относительная объемная деформация в любой момент
времени [см. формулу (I—7)].
Для ряда пластично-вязких тел, в частности мясного фарша,
применимо кинетическое уравнение деформации
е(р, т) = аЁр“‘ (1 +a2lgt),	(I	—11)
где аЕ, ац аг — коэффициенты, зависящие от механического,
физико-химического состояния продукта, его состава и особенностей
исходного сырья.
Кинетическое уравнение является основным для расчетов, свя¬
занных с определением энергии деформации и величины самой
деформации. Поэтому первоочередной задачей является отыска¬
ние коэффициентов к этому уравнению.
Различные величины осевых и боковых давлений обусловли¬
вают неравномерность распределения давлений по высоте труб
[52]. Это явление необходимо учитывать при набивке пластично¬
вязкого продукта в форму, например ■фа^ша'-дяя’-^тоученДГ'^ТбЯ-
басных изделий без оболочки.	I §8ДГОГраЗСКйй бпдьстм&м
I библиотека
£ Ий. М. fOPSKWO

При сжатии продукта поршнем с одного торца в узкой труб¬
ке диаметром D приложенное к поверхности давление р по высоте
будет уменьшаться. Если трубка вертикальная и поршень распо¬
ложен сверху, то положительное направление для h будет верти¬
кально вниз. Рассмотрим равновесие бесконечно тонкого слоя
фарша dh, пренебрегая силой тяжести ввиду ее незначительности
при малой высоте трубки. На слой действуют силы давления
яЬ2
сверху и снизу, разность которых дает — —-— Др/г (знак минус,
так как давление убывает в принятом за положительное направ¬
лении). Сжатие ведет к появлению запаса потенциальной энергии,
возникновению силы трення между фаршем и трубкой (за счет
бокового давления и объемной деформации) и пр. Примем, что
две основные силы сопротивления (трения н объемная пластично¬
упругая) пропорциональны a.\PhDndh\ направлены они вверх, т. е.
величина их имеет знак минус. С учетом сказанного равновесие
слоя опишется дифференциальным уравнением
nD-
dph — alphDndh = 0.
4
После разделения переменных и интегрирования в пределах от р
до ph получим
4/7
In ph = In р — —— Dn~2h
lg Ph = lg P — a2Dn 2h — lg p — ah,
где a2, n — коэффициенты, определяемые экспериментально (для
бесшпиковых фаршей вареных колбас и сосисок:	a = a2Dn-2=
= 0,05 D-°'33; а2=0,05; я=1,67). Пределы применимости уравнений:
по диаметру от 0,02 до 0,05 м, по высоте от 0 до 0,3 м.
В окончательном виде для расчета осевого и бокового давле¬
ний по высоте трубки уравнения будут иметь вид:
ph=p-IQ-»*; pTh = lp-10-«*.	(1-12)
Этн уравнения показывают, что чем больше диаметр цилинд¬
ра, тем незначительнее уменьшение давления по высоте.
Упругость — способность тела после деформирования пол¬
ностью восстанавливать свою первоначальную форму, т. е. работа
деформирования равна работе восстановления. Упругость тел ха¬
рактеризуется модулем упругости первого Е (в Па) или второго
G (в Па) рода соответственно при сжатии — растяжении н сдвиге.
Деформации определяются законом Гука:
а=еЕ, )
1. } (1-‘3)
0 —~eG.
Физическая модель гукова тела представляет собой пружину
(рис. 1,а). При объемном сжатии напряжения и деформации свя¬
заны посредством объемного модуля упругости К. (в Па):
a=KeVf	(1—14)
18

1—es
777777ff7777T7777T
77777777777777777777	777777	7/77/7777/7/
//////////7/7
H
//777777//7777
ж
Рис. 1. Механические модели простейших реологических тел:
а — упругого (пружина); б — пластичного (пара трения скольжения); в — вяз¬
кого (цилиндр и поршень с отверстиями); г — упруго вязкого с релаксацией
деформаций; д — упруго вязкого с релаксацией напряжений; е — упруго пла¬
стичного; лс — пластично-вязкого; з — упругопластично-вязкого с релаксацией
деформаций.
By вычисляют по зависимости (I—7), модуль объемной упруго¬
сти— по выражению
 	.	(I—14а)
а (1 — 2v)
При одноосном деформировании тела в замкнутом объеме а =
= 1, при трехосном с приложением одинаковых напряжений а=3.
Если в уравнение (I—14) подставить значения, взятые из урав¬
нений (I—8) и (I—14а), то оно превращается в уравнение
19

(I—13). Объемный модуль упругости можно вычислить также пс
формуле
EG
к = -
Е +G
Для описания упругих свойств продуктов в различных зона?
деформирования часто недостаточно классических понятий о моду¬
лях упругости. Тогда можно применить модификации модулей уп¬
ругости: условио-мгновеиный, эластический и пр.
Коэффициентом объемного сжатия р (1/Па) можно пользо¬
ваться как интегральной характеристикой сжатия продукта е
форме
1 AV е (р, т)
Р(р. т) = —• — = —;	(1-нб
V Ар	Ар
где Ар — изменение давления, Па.
Коэффициент объемного сжатия характеризует относительное
изменение объема, продукта при изменении • давления на единиц)
его измерения. Для ньютоновских жидкостей он практически не
зависит от величины давления и времени его действия; для пла¬
стично-вязких систем с увеличением давления коэффициент умень
шается и при достаточно высоких давлениях, например при давле
ниях (20—30)105 Па, достигает величины, присущей дисперсион
ной среде, в частности воде, так как во многих продуктах мясное
и молочной промышленности (колбасный фарш, творожная масс;
и др.) ее содержится до 70—75%.
Адгезию Ро (в Па) определяют по уравнению (I—4) ка!
удельную силу нормального отрыва пластины от продукта;
Ра
 о
Ро р
г п
где Р0 — сила отрыва, Н;
F0— геометрическая площадь пластины, м2.
Отрыв может быть трех видов: адгезионный — по границе кои
такта, когезионный— по слою продукта и адгезионно-когезион
ный, т. е. смешанный. При любом виде отрыва удельную сил;
часто называют липкостью или давлением прилипания [124, 154]
Внешнее трение продукта определяется его липкостью. Многи
экспериментальные работы, проведенные в этой области, подтвер
дили применимость двучленного уравнения Б. В. Дерягина [154
для вычисления силы трения:
^тр=В(^к + Ро^о).	(1-15
где р — истинный коэффициент внешнего трения;
Рк — сила, нормальная поверхности сдвига (усилие контакта)
Разделив велнчшЕы в уравнении (I—15) на площадь, получи?
Ртр = РРк ~Ь РРо >	-	-	-	I
Ртр — РРк % % -	(I	15s
20

В ряде случаев удобнее оперировать с эффективным коэф¬
фициентом внешнего трения:
Щф = Ртр/Рк-	(1—156)
Этот коэффициент связан с истинным коэффициентом трения
следующим образом:
Цэф=ц(1+у-).	(1-15в)
Уравнение (I—15а) можно применить для вычисления как чи¬
сто внешнего трения, так и трения в поверхностной пленке ма¬
териала. Тогда 0Q можно отождествить с предельным напряже¬
нием сдвига в пленке. Произведение црк представляет собой каса¬
тельное	напряжение,	вызванное внешним	давлением	рк;	коэффи¬
циент трения р, характеризует скольжение в сдвигаемой пленке.
Приведение двучленного уравнения трения к уравнению сдвиговой
прочности	позволяет	провести аналогию	с	уравнением	течения
Бингама.
Пластическое течение — течение при величине напря¬
жения, равной пределу текучести. В реологии в этом смысле при
сдвиговых деформациях существует понятие «предельное напря¬
жение сдвига» — ПНС, обозначаемое 0о- Модель этого Сеи-Вена-
нова тела, показана на рис. 1,6.
Вязкое течение реализуется в истинно вязких, ньюто¬
новских жидкостях при любых, сколь угодно малых напряжениях
сдвига (0). Это течение описывается уравнением Ньютона, модель
Ньютонова тела показана на рис. 1, в:
du	.
0 = пе или Р = i\F	,	(1—16)
dx
где т) — коэффициент динамической или абсолютной вязкости,
который характеризует величину усилий, возникающих
между двумя элементарными слоями жидкости при их
относительном смещении, Па-с;
Р—сила сопротивления между двумя элементарными
слоями, Н;
F — площадь поверхности сопротивления этих слоев, м2;
du
 — градиент скорости, т. е. интенсивность изменения ско-
dx
рости по нормали к ее вектору, с-1.
Полная вязкость жидкости складывается из ламинарной
(ньютоновской), турбулентной и объемной вязкостей.
Мясные и молочные продукты представляют собой по
преимуществу аномально-вязкие системы, деформаци¬
онное поведение которых описывают более сложными
уравнениями по сравнению с приведенными выше.
При течении неньютоновских (аномально-вязких)
жидкостей вязкость зависит от напряжения сдвига и
градиента скорости. Тогда пользуются понятием «эф¬
21

фективная вязкость», которую вычисляют по формуле
(1-16) для фиксированных значений напряжения и
градиента скорости. Эффективная вязкость является
итоговой характеристикой, которая описывает равновес¬
ное состояние между процессами восстановления и раз¬
рушения структуры в установившемся потоке.
Аномально-вязкое, пластическое и другие виды тече¬
ний и деформаций в зависимости от принятой модели
тела могут характеризоваться различными параметра¬
ми, например, вязкостью пластической, кэссоновской.
Комбинируя названные выше (см. рис. 1) три основ¬
ные модели, можно вывести уравнения напряжений и
деформаций для различных реальных тел. Количество
комбинаций практически не ограничено. Однако полу¬
ченные таким образом уравнения, часто имея линейный
характер, недостаточно точно описывают течение и де¬
формирование пищевых продуктов.
Рассмотрим уравнения напряжений и деформаций
для моделей, представленных на рис. 1.
Процессы в релаксирующей жидкообразной среде
(максвеллова вязкоупругая жидкость), когда вызван¬
ные внешним воздействием деформации полностью ис¬
чезают во времени (рис. 1, г), описывают уравнением
Максвелла. Под действием напряжения 0 в теле возни¬
кает деформация е, имеющая во времени определенную
ап
скорость в —	,	которая	складывается	из	упругой	еуП1)
dx
и вязкой еВЯз составляющих. Упругую составляющую
находят дифференцированием закона Гука по времени:
Вязкую составляющую определяют из уравнения Нью¬
тона:
Суммируя две составляющие, получают уравнение
Максвелла
dx dx
dQ	de
— не¬
откуда
(1-17)
22

de 1
dx = G
(I—lb)
которое можно проинтегрировать для частных случаев.
Если предположить, что деформация постоянна, т. е.
— =0, то можно наблюдать процесс релаксации напря-
d х
жений. Тогда
причем при т = 0 напряжение равно какому-то началь¬
ному значению 0 = 0!. При интегрировании в пределах
от 0! до 0 и от 0 до х получают уравнение, называемое
экспоненциальным законом релаксации напряжений:
где хр — период релаксации, с.
Период релаксации характеризует быстроту процесса,
т. е. перехода системы из неравновесного термодинами¬
ческого состояния, вызванного внешними воздействия¬
ми, в состояние термодинамического равновесия [141].
За это время напряжение убывает в 2,7 раза.
В многофазной реальной системе одновременно мо¬
жет протекать несколько процессов с различными пе¬
риодами релаксации. После завершения процессов с
наименьшим периодом наступает неполное статическое
равновесие. Поведение тела можно описать кривой рас¬
пределения периодов релаксаций. Для сравнительно
точного отображения релаксационных процессов огра¬
ничиваются четырьмя значениями, каждое из которых
является средним в том или ином интервале функции
распределения [30,61, 177].
Для упругопластичной среды (рис. \,е) вместо вяз¬
кой составляющей вводят скорость деформации ползу¬
чести, которую представляют в виде степенной зависи¬
мости
dQ	G
—— = — — dx
G
— т
Если в уравнении (I—19) — обозначить через тр, то
Т
е = е,<? тр
23

dr Л
полз
где В и пг — опытные величины для данного тела.
Затем складывают скорости деформаций упругой i
ползучести:
de ! d0
BQm.	(I—2С
dx G dx
Если в уравнении т = 1, то получается уравнени(
Максвелла. При этом В = 1/тр
При сложении упругих и вязких напряжений дл:
упруговязкого твердого тела Фойгта—Кельвина (рис
1, d) получают следующее уравнение:
— eG + и —-, или 0 = G (8 + — (Л .	(I—21
1 dx	\ О J	у
При снятии напряжения (0 = 0) и интегрировании i
пределах от етах до е и от 0 до х получают экспонен
циальную функцию для релаксации деформации
а
Т
П
шахе
ИЛИ
(1-22.
® — ешах^
Если среду, подчиняющуюся уравнению Фойгта —
Кельвина, нагрузить постоянным напряжением 02 прг
т>0, то в результате интегрирования можно получит!
о	 (1-»:
т. е. деформация во времени постепенно увеличивается.
стремясь к значению	при	т-^-оо.
Комбинация уравнений для моделей Максвелла и
Фойгта — Кельвина, выполненная в определенной мере
произвольным приравниванием правых частей уравне¬
ний (I—18) и (I—21), приводит к математической зави¬
симости для модели стандартного линейного тела [151]:
0 + тЁ0 = Gr (е + т0е),	(I	24)
- релаксационный модуль упругости, определяемый соот¬
ношением между упругими и пластичными характери¬
стиками продукта;
24

т 8 — период релаксации напряжения при постоянной дефор¬
мации;
Та—период релаксации деформации при постоянном на¬
пряжении.
Модификация уравнения (I—24) для малых скоростей
сдвига была получена Фрёлихом и Заком, а также Олд-
роидом [151]. В качестве модели они приняли упруго¬
вязкое тело, которое представили в виде упругих шари¬
ков, взвешенных в вязкой жидкости. При течении си¬
стемы форма шариков изменяется и в них накапли¬
вается энергия упругих деформаций.
Модифицированное уравнение (I—24) имеет вид:
0 + тЁ6 = г1о(е + то'8)(	(1—25)
где	Цо — наибольшая вязкость практически	неразрушенной
структуры, Па-с;
8 =	—	вторая производная относительной деформации по
dx2
времени, 1/с2.
При сложении напряжений, соответствующих пласти¬
ческому и вязкому течениям (рис. 1,дас), получают урав¬
нение для пластично-вязкой среды
По
0 = 0о + П —.	(1-26)
В большинство приведенных уравнений входит вели¬
чина периода релаксации, которая имеет большое зна¬
чение при исследовании физико-механических свойств,
особенно при малых напряжениях и продолжительности
действия напряжения того же порядка, как и период
релаксации. Когда продолжительность действия силы
меньше периода релаксации, энергия, подводимая к си¬
стеме, вызывает упругие деформации по всему объему.
Когда продолжительность действия силы больше перио¬
да релаксации, процесс протекает с накоплением энер¬
гии и влечет за собой остаточные деформации.
Из уравнений релаксации видно, что при бесконеч¬
ном времени после разгрузки тела напряжение полно¬
стью релаксирует. Однако Д. С. Великовский [88]
считает, что процессы старения, которые являются след¬
ствием коагуляции и упрочнения структурной сетки в
результате слипания близко расположенных частиц,
25

увеличивают прочность структурного каркаса во вре¬
мени. Длительное измерение развития процесса релак¬
сации невозможно, так как конечные условия не соот¬
ветствуют начальным. Из уравнения релаксации
Ф. Н. Шведова видно, что напряжения не релаксирукл
до нуля. В своем выводе Ф. Н. Шведов [97] рассмат¬
ривает деформацию чистого сдвига куба жидкости при
непрерывной скорости деформации, а также предпола¬
гает, что наряду с обратимой, упругой деформацией de5
в теле появляется и остаточная деформация й?е0Ст- При
интегрировании уравнения для случая постоянной де¬
формации получают
_ Т
0 — Geу max (е еу max)Ge Р ,	(I—27)
где Бутах —максимальная упругая деформация;
8—бутах—остаточная деформация.
Для уравнения (I—27) при т-^-оо остаточное напря¬
жение 0OCT = Ge. Это остаточное напряжение часто соот¬
ветствует предельному напряжению сдвига, или преде¬
лу текучести, т. е. 0OCT = 0o=Ey maxG. Модель тела, удов¬
летворяющего уравнению (I—27), приведена на рис. 1 ,з.
Из уравнения Ф. И. Шведова М. П. Воларович полу¬
чил уравнение (I—26), в котором не учтена в явном
виде упругая составляющая, но при напряжениях, пре¬
вышающих предел текучести, она не имеет существен¬
ного значения. При рассмотрении вопросов течения, т. е.
при огромных деформациях и значительных напряже¬
ниях сдвига, упругой составляющей можно пренебречь
и за основное уравнение принять уравнение (I—26)
Шведова—Бингама. При этом пластическую вязкость в
уравнении (I—26) называют шведовской, если она полу¬
чена для малых, лежащих в области ползучести, ско¬
ростей деформаций, и биигамовской — для больших
скоростей деформаций, вызванных напряжениями, пре¬
вышающими предельное напряжение сдвига.
Для описания процессов деформации сложных тел
пользуются и другими уравнениями. Так, И. Н. Влода-
вец [149, 169] предлагает для определения скорости
изменения деформации упругого последействия как при
нагрузке, так и при разгрузке тела следующее кинети¬
ческое уравнение:
26

de	k
"d7 = VT (8m-_8)’	(1—28)
где e — величина упругого последействия в момент времени т;
ет — величина упругого последействия, которая может быть
достигнута при бесконечном времени наблюдения;
k — константа скорости упругого последействия.
М. П. Воларович и Н. И. Малинин [154] для опи-
:ания зависимости деформации упругого последействия
)т времени при постоянном напряжении сдвига, мень-
ием предельного напряжения, рекомендует зависимость
E = e0[l+fclg(c + x)],	(I—29)
где	во—начальная деформация (она зависит	от	структуры про¬
дукта н напряжения);
k и с — постоянные;
т — время, с.
Для случая, когда действующее напряжение больше
[редельного напряжения сдвига, уравнение (I—29) не-
жолько изменяется:
8 е„ [ 1 + k lg (с + т)1 + ——т,	(1—30)
%
где 0СТ—статическое предельное напряжение сдвига, соответст¬
вующее первоначальному разрушению структуры.
При описании процессов всестороннего или одноос-
юго сжатия исходят из аналогичных предпосылок, по¬
ручая аналогичные уравнения путем комбинаций эле-
гентов механических моделей.
Как было отмечено выше, классические реологиче-
кие модели не всегда позволяют достаточно точно опи-
:ать	кривую течения продуктов. В этом	случае	прихо-
(ится пользоваться различными эмпирическими и полу-
мпирическими уравнениями [159]. При этом они могут
одержать несколько (3—5) констант, определяемых из
'пыта, что делает их ненадежными и сложными для
фактического использования. Значимость этих уравне-
[ий также оценивают по-разному. Например, А. Б. Мет-
щер [17] считает, что только уравнение Эйринга —
Тауэлла и степенное уравнение Оствальда — де Вале
11] заслуживают внимания для описания кривых те-
ения расплавов полимеров. Ниже приведено несколько
равнений, проверенных для описания кривых течения
27

ряда пищевых продуктов. Следует отметить, что иногда
эти уравнения могут быть использованы и для расчете
процессов сжатия продукта.
Течение жидкообразных систем, не обладающих пре¬
дельным напряжением сдвига, описывается следующими
уравнениями:
Оствальда 0:
В\ъп = В^-Ч = т]эфе;
/	-	\я-1
Цэф = В\ъп 1 или т)Эф = Bq I
Сиско 0
Де Хавена 0 —
(Л + Вё"-1)е, я > 0;
Чо
1 + С0'!
е, п > 0;
(1-31)
Пауэлла—Эйриига 0 =
1
г]  arsh
Be
е;
Бартенева—Ермиловой 0 = [г\т 4' ТВ (2тре)/2тр8] е.
Течение твердообразных систем, имеющих предель¬
ное напряжение сдвига, описывается следующими урав¬
нениями:
Шведова—Бингама 0 •
Гершеля—Балкли 0 — 0О =
0 — 60 = SjBn = Чэфё;
■ 0О = пе;
В, в»;
Кэссона (Y 0 — У^0О )2 = 4е;
Шульмана 1^0 ” — 0,
Михайлова—Лихтгейм 0
I \т
'7/ =чё;
Пт 4- (Ло — Пт)
0/00
sh (0/0о) „
(1-32)
В выражениях (I—31) и (I—32) член, являющийся
сомножителем градиента скорости, может быть интер¬
претирован как кажущаяся или эффективная вязкость
в ньютоновском смысле. Величины цо и цт представля¬
ют собой вязкости неразрушенных и предельноразру-
шенных структур. В уравнениях (I—32) ось градиентов
скорости смещена вверх по оси напряжений относитель¬
но своего истинного положения. Характерные кривые
28

ис. 2. Зависимости для различных тел:
— между напряжением сдвига и градиентом скорости в равномерных шкалах;
— то же в логарифмических шкалах; в — между эффективном вязкостью и
• адиентом скорости в логарифмических шкалах; i — упругое (Гуково);
— пластичное (Сен-Венана);	3 — пластичио-вязкое (Бингама);	4 — псевдо-
тастичное; 5 — дилатентное; 3, 4, 5 — реологические тела; 6 — истинио-вязкос
Тьютона); 7 — идеальная жидкость (Паскаля).
гчения для некоторых уравнений (I—31) и (I—32)
оказаны на рис. 2.
Приведенные выше теоретические и эмпирические за-
исимости описывают поведение многих реальных си-
гем; тем не менее на практике могут встретиться про-
укты, для описания течения которых понадобятся дру-
ие математические модели. От чрезмерного усложне-
ия таких моделей предостерегали ведущие механики и
еологи [151, 157] как в СССР, так и за рубежом.
ЛАССИФИКАЦИЯ РЕОЛОГИЧЕСКИХ ТЕЛ
ИХ ОСНОВНЫЕ СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИЕ
ВОЙСТВА
Принадлежность реального тела к тому или иному
иду «идеального» реологического тела, выявленная на
снове предварительных экспериментов, позволяет вер-
о выбрать прибор для исследования и определить свой-
гва, подлежащие изучению.
Феноменологический способ классификации на основе
атематических моделей дан в предыдущем разделе.
!сли взять упругое и истинно вязкое тело в качестве
райних, то все остальные тела, описанные выше, будут
асполагаться между ними.
29

Предложенная Р. И. Шищенко [183] простая клас
сификация реальных тел по величине отношения 0о/р£
показывающего меру способности вещества сохранят
свою форму (р — плотность продукта, кг/м3; g — ускс
рение силы тяжести, 9,8 м/с2), приведена ниже.
во
—— , м Менее 0,005	0,005—0,02	0,02—0,15	Более	0,15
Р*
Вещество Структурные Жидкие пасты Густые пасты Твердые
жидкости	тела
Б. А. Николаев [124] предлагает обобщенную клас
сификацию (от твердого до истинно вязкого состояния
по величине механических свойств: модулей упругость
вязкости и пр. К первой группе он относит твердые i
твердообразные тела (твердый жир, целые ткани мяса
сухари, печенье и др.), ко второй — твердо-жидкш
(мясной фарш, творог, студни, мучное тесто и др.), i
третьей — жидкообразные и жидкости (расплавленньп
жир, бульоны, молоко, патока, мед, вода и др.).
Представляет интерес классификация (см. рис. 2)
реальных тел с помощью степенного уравнения:
0 = 0О + В*еп или 0 — 0О = в\&л,	(1—33
где В [— коэффициент, пропорциональный эффективной вязкост:
(Па-сп) при единичном значении градиента скорост]
е=Ь с-1;
п — индекс течения, характеризующий угол наклона лини]
течения в логарифмических шкалах.
Левую часть второго варианта уравнения (I—33)
можно обозначить 0—00 = 0', а правую представить i
следующем виде:
В\еп — В\гп—-1е1 = т]эфе; т]эф = В[ел—1,	(1—34
где Цэф—эффективная вязкость, Па-с.
При такой форме записи эффективной вязкости раз
мерность коэффициента В* не соответствует размер
ности вязкости. Искусственно такое соответствие мож
но получить по уравнению
~)	=Во8Г‘’	(1—35
ei J
где В — эффективная вязкость при единичном значении гра
30

диеита скорости, Па-с, т. е. б|=1 с-1;
е *— безразмерный градиент скорости (его числовое зна¬
чение) ;
п—1 = Я1|—темп разрушения структуры.
С учетом этих преобразований исходное уравнение
(I—33) можно представить в следующем виде:
0'= г)эфв.	(I	30)
Если в уравнении (I—33) 0о = О и п= 1, то оно описы¬
вает течение истинно вязкой, ньютоновской жидкости
(I—16), коэффициент В\ принимает значение ньюто¬
новской вязкости. При 0о=О и п> 1 уравнение соответ¬
ствует дилатентным жидкостям, при 0о=О и п<1 —
псевдопластичным. Для пластично-вязких тел Бингама
0о>О и м=1. В исходной форме записи уравнение
описывает поведение «степенных» жидкостей, обладаю¬
щих истинным или кажущимся предельным напряже¬
нием сдвига [210].
Кроме названных четырех видов тел на рис. 2, а по¬
казаны упругое тело, у которого при любых напряже¬
ниях течение отсутствует, следовательно, вязкость бес¬
конечна; пластичное тело, эффективная вязкость кото¬
рого характеризуется линией с углом наклона 45°
(рис. 2, в), и идеальная жидкость, при течении которой
внутренние сопротивления равны нулю. Наглядное пред¬
ставление о всех этих телах дает табл. 3.
Таблица 3
Кривая
по рис. 2
Предель¬
ное напря¬
жение
сдвига
Индекс
течения
Вязкость
Тело
1
0
со
со
Упругое
2
>0
0
>0
Пластичное
3
>0
1
>0
Пластично-вязкое
4
0
<1
>0
Псевдопластичиое
5
0
>1
>0
Дилатентиое
6
0
1
>0
Истинно-вязкое
7
0
0
0
Идеальная жидкость
Примечание. Если псевдопластичиое и дилатентиое тела имеют пре¬
дельное напряжение сдвига, то на рис. 2 по оси ординат следует откладывать
значения повой переменной, равной (0—0О).
31

Системы, перечисленные в табл. 3, не меняют cboi
свойств во времени. Выделяют еще группу систем с п
ременными во времени свойствами: тиксотропные,
которых напряжение сдвига и эффективная вязкое’
уменьшаются во время сдвига, и реопектные, у которь
напряжение сдвига и эффективная вязкость увелич
ваются со временем при воздействии на систему кас
тельных напряжений и постоянном градиенте скорост
Кривые течения названных выше «степенных» жидк
стей в равномерных шкалах (рис. 2, а) спрямляются
логарифмических (рис. 2,6). Исключение составлж
кривая течения бингамова тела, которая выходит в пр:
мую при высоких напряжениях (градиентах скорости
значительно превышающих предельное напряжен!
сдвига. Показатель степени (индекс течения) в уравн
нии (I—33) определяется выражением
digs
Если эффективную вязкость определить по уравнени
Ньютона (I—16), (I—36) для определенных напряж1
ний и градиентов скорости, то темп разрушения стру:
туры, характеризующий угол наклона эффективно
вязкости (рис. 2, в), будет вычисляться по зависимое!
d lg Лэф d(lg6 —lgs) dlgB ,	t	/т o
m1 = L-s- =	=	7-	—	1	= n — 1. (I—3:
d Ig s	d lg s	d lg s
Для псевдопластичных систем 0<«<1, следовательн
■—1 <m±<0. Для удобства преобразований обозначи
m=|mi|. Таким образом, изменение эффективной вя
кости от скорости деформации в логарифмических шк;
лах изображается прямой линией, угол наклона коп
рой определяется темпом разрушения структуры. Дл
бингамова тела темп разрушения структуры, равны
нулю по последнему уравнению, достигается при Н;
пряжениях, значительно превышающих предельное н;
пряжение сдвига: как видно из рис. 2, кривая 3 nepi
ходит в горизонтальную прямую.
При рассмотрении графиков рис. 2, б, в следует учг
тывать, что в логарифмических шкалах нулевые знач<
ния величин лежат в бесконечности вниз и влево отн<
сительно нанесенных осей координат. Логарифмы числ<
32

Mm
*!'о \
в
О ffCT
вых значении величин рав¬
ны нулю, когда сами вели¬
чины равны единице. По¬
этому на рис. 2, б, в кри¬
вые течения упругого тела
и идеальной жидкости не
показаны.
Н. В. Михайлов и
П. А. Ребиндер [118] делят ig^-
реологические тела на жид¬
кообразные и твердообраз¬
ные (рис. 3) в зависимости
от характера кривой
т]Эф(0) и периода релакса/
ции. К жидкообразным те¬
лам относятся ньютоновские
жидкости и структуриро¬
ванные системы, не имеют
щие статического предельг
ного напряжения сдвига,
Т. е. 0ост = О (см. рис. 3); К Рис. 3. Реологические кривые
твердообразным — упруго^ для твердообразных систем:
пластичные,	УСЛОВНО-ПЛЭ- “ — зависимость градиента скорости
*	J	от напряжения сдвига; о — зависи-
СТИЧНЫе И Другие тела, об*' мость логарифма эффективной вяз-
тта п а 1/мтттлр ctcithupcvuaj и кости от напряжения сдвига: 0—1 —
ЛаДЗЮЩИе статическим И, зоиа упругих деформаций; 1—2—
динамическим ПНС. Зави? зона пластического течения с иаи-
СИМОСТЬ эффективной ВЯЗКО- б°льшей вязкостью: r]o-(0—0CT)/s—
г'Т'ы лт и а ттгъ сгм/рны сг ытты б'ьггъ- наибольшая пластическая вязкость
СТИ ОТ напряжения ИЛИ СКО- по Шред0ву; 2-3-начало зоны ла-
рости сдвига считают винного разрушения структуры; 3—
4 — зоиа вязко-пластичного течения:
основной характеристик
. „«	^	Т1 = (0—©о)/8—наименьшая пластичс-
КОИ	структурно-механи-	ская вязкость по Бингаму; 5 — зона
ческих СВОЙСТВ дисперсных Ньютоновского течения с постоянной
^	вязкостью предельно разрушенной
систем, так как эффектив- структуры,
ная вязкость является ито?
говой характеристикой*.
описывающей равновесное состояние между процессами
восстановления и разрушения структуры в установив¬
шемся потоке. В общем виде кривая течения е(0) на
рис. 3 имеет S-образный характер и отсекает на оси
абсцисс отрезок, в пределах которого напряжения, воз¬
действующие на тело, вызывают только упругие или
эластические деформации. Представляет интерес срав¬
2 Зак. 1926
33

нение кривых на рис. 2 и 3. Кривая 3 на рис. 2, а а
логична участкам 1—2 и 3—4 на рис. 3, а. В прял
превращается кривая на участке 3—4 (рис. 3,6), е
ее построить в логарифмических шкалах (крива?
рис. 2, в). На сравниваемых участках кривые опи
вают течение в зоне лавинного разрушения структур
переменной эффективной вязкостью, ее изменение г
чиняется степенному закону
где т—темп разрушения структуры, соответствующий а
лютной величине mj.
Градиент скорости и окружная скорость боковой
верхности ротора вискозиметра (да) связаны соотно
нием е = aw, (а — коэффициент, зависящий от толщ]
градиентного слоя и способа расчета градиента скс
сти, 1/м), поэтому формулу (I—39) можно представ
в следующем виде:
где В — эффективная вязкость при единичной скорости,
при 04 = 1 м/с;
w *— относительная скорость, численно равная скорости,
раженной в м/с.
Важнейшими сдвиговыми свойствами структурирш
ных систем являются пластическая т] и эффектив
вязкости т)Эф(0) и период релаксации тр(0), наиболы
вязкость цо неразрушенной структуры при скольже
мест контакта и вязкость предельно разрушенной CTf
туры (r)m); модули упругости сдвига (G); пределы
кучести условно-статический 0СТ и динамический — I
дельное напряжение сдвига 0о; прочность структуры
упругохрупком или эластичном разрыве (0т) и
пластично-вязком разрушении (0Г). Эти характерист
показаны на рис. 3. При исследовании и расчете г
кретных явлений в ряде случаев можно игнориров
одни, существенные, свойства тел и, напротив, учт
вать другие [81].
Исходя из зависимости изменения эффективной ]
кости от напряжения сдвига (см. рис. 3,6), можно
(I-
(I-
34

методу П. А. Ребиндера с сотр. [1] определить степень
разрушения структуры а:
а= Чо.--Чаф(9>,	(1_41)
По —Пт
Эта характеристика показывает, какая часть струк¬
турной сетки от первоначального состояния разруши¬
лась при данном напряжении сдвига.
Для характеристики дисперсных систем существенную
роль играют модули упругости и периоды релаксации
161].
Условно-мгновенный модуль упругости представляет
собой отношение напряжения к мгновенно-упругой со¬
ставляющей деформации сдвига во; эластический мо¬
дуль — отношение напряжения к упругой (эластиче¬
ской) деформации за вычетом мгновенно-упругой:
Ет—ео; равновесный модуль вычисляют как отношение
напряжения к общей деформации ет, когда нельзя раз¬
граничить упругую и эластическую деформации. Период
релаксации тр из спектра времен релаксации можно
вычислить по уравнениям или измерить непосредствен¬
но на приборе. Напряжения могут релаксировать
(I—19) при постоянной деформации, а деформации
(I—22) — при постоянном напряжении. При этом для
измерения периода релаксации те можно пользоваться
торзионным прибором с жестким торзионом. Торзион
с ротором прибора поворачивают на некоторый угол и
закрепляют, первоначальное высокое значение напряже¬
ния будет убывать со временем. Для измерения то
пользуются грузовым прибором типа Воларовича. Под
действием постоянного напряжения происходит дефор¬
мация системы, которая после снятия напряжения по¬
степенно убывает. Чтобы получить спектр распределения
периодов релаксаций, нужно снять кинетические кри¬
вые е(т) при различных напряжениях сдвига. Периоды
релаксации можно определить и для случая осевого
деформирования продукта, например, при помощи
уравнения (I—24).
При обработке экспериментальных данных часто не
удается всю кривую течения описать одним уравнением.
В этом случае реологические характеристики вычисля¬
ют для определенных интервалов напряжений или де¬
формаций. Если опытная кривая не спрямляется, ее
2*	35

разбивают на участки (см. рис. 3, а, участки 1, I
3, 4) либо аппроксимируют одной линией.
Для вычисления значений величин структурно-ме
нических свойств по экспериментальным данным стр<
основную реологическую зависимость: градиент ско
гг и — напряжение сдвига (см. рис. 2, а, 3 ,а). При Э1
эффективную вязкость, т. с. кажущуюся для данн
условий измерения, вычисляют в соответствии с ма
магическим выражением гипотезы Ньютона (I—3
Изменение эффективной вязкости в широком диапазс
напряжений сдвига показано на рис. 3,6. Там же да
граничные значения напряжений сдвига. Из рис. 3 bi
но, что эффективная вязкость уменьшается с увели
нием напряжения и при напряжениях, превышаюн
предельное, кривую можно описать простым матема
ческим уравнением вида (I—39), (I—40). Для однор!
ных материалов, например водной пасты бентонитог
глины, экспериментальные точки незначительно отк.
няются от средних значений, а воспроизводимость or
тов полная. В тех случаях, когда исследуют произв<
ственные композиции продукта, на аналогичных грае
ках возможен значительный разбег прямых, построй
ных для различных опытов. Это объясняется неоднор<
ностыо объекта, а также тем, что нельзя получг
одинаковые пробы продукта.
Г. М. Бартенев и Н. В. Ермилова [12] считают це.
сообразным классифицировать дисперсные системы
твердо^ и жидкообразные по характеру изменен
эффективной вязкости с увеличением градиег
скорости.
Углубляя представления П. А. Ребиндера, для тию
тропно-коагуляционных дисперсных структур Г. М. Бе
тенев и Н. В. Ермилова вводят понятие о двух тип
реологических кривых течения. К первому типу относ!
ся кривые течения (см. рис. 2, 3), у которых вязкое
и градиент скорости являются однозначными функцг
ми напряжения; эти кривые характерны для мног
пищевых продуктов (мясные фарши, конфетные мае
и пр.); ко второму — кривые течения, у которых заг
симости вязкости или скорости деформации предсте
ляются неоднозначными функциями напряжения едг
га (рис. 4). Для них характерно некоторое уменьшен
напряжения сдвига при увеличении градиента скор
36

Рис. 4. Зависимость эффективной вязкости:
а — от скорости сдвига; 6 — от напряжения сдвига; в — скорости сдвига от на¬
пряжения сдвига.
сти. Такие кривые были получены для ряда концентри¬
рованных суспензий глин, консистентных смазок, поли¬
мерных дисперсий; изучены они недостаточно.
Существенный интерес представляют продукты, ха¬
рактеристики течения которых зависят от длительности
воздействия напряжения [194]: тиксотропные и реопект-
ные (рис. 5). По своему поведению они взаимно проти¬
воположны, так же как взаимно противоположны псев-
допластичные и дилатентные системы. При этом наблю¬
дается некоторое подобие псевдопластичных и тиксо-
тропных систем, а также дилатентных и реопектных.
У псевдопластичных и дилатентных систем эффективная
Рис. 5. Кривые течения, характеризующие:
а — зависимость напряжения сдвига и эффективной вязкости от длительности
действия напряжения при постоянном градиенте скорости; для систем: I —
тиксотропные; 2 —- реопектные; 6 — кривые течения тиксотропных систем:
1 — при нагрузке; /'' — при разгрузке; в — кривые течения реопектных систем;
2 — при нагрузке; 2' — при разгрузке.
37

вязкость с увелйчёнием градиента скорости изменяет
достаточно быстро, и при обычных измерениях нево
можно обнаружить влияния продолжительности дефо
мации на вязкость. Уменьшение эффективной вязкое
псевдопластичных систем обусловлено в основном ра
рушением структурной сетки и агрегатов частиц с орие
тацией последних вдоль вектора скорости. Увеличен]
эффективной вязкости дилатентных систем обусловле]
«расширением» (набуханием) частиц, что вызыва'
уменьшение толщины прослоек дисперсионной среды
увеличение силы сопротивления. Тиксотропным сист
мам присуще восстановление структуры после разр
шения и непрерывное ее разрушение (до определенно:
предела) при деформировании (рис. 5, а, б). Реопек
ные системы способны структурироваться, т. е. образ
вывать контакты между частицами за счет ориентащ
или слабой турбулизации при механическом воздейств!
с небольшими градиентами скорости (рис. 5, а, в). Г
сравнению с тиксотропными они встречаются редк
Если за основу принять график, характерный для тике
тройных и реоиектных систем (рис. 5, а), то эти Д1
свойства могут проявляться у псевдопластичных и д
латентных систем. Тогда соответственно на рис. 5, б,
направления всех стрелок меняются на обратные.
Наглядное представление о виде течения продукт<
дают точки одинаковой конфигурации, нанесенные i
рис. 5, а, б, в. При этом следует иметь в виду, что кр
вые на рис. 5, а построены для постоянного градиен!
скорости, который на рис. 5, б, в выражается горизо
тальным отрезком между кривыми 1—1' и 2—2'.
Особенностью многих псевдопластичных и пластичн
вязких структурированных дисперсных систем коагул
ционного типа является наличие петель гистерезиса щ
нагрузке и разгрузке (см. рис. 5). Материал начина!
течь, когда напряжение достигает величины предельно
го или условно-предельного. В дальнейшем с увелич
нием напряжения градиент скорости повышаете
структурная сетка, а также агрегаты разрушаются,
ориентируются частицы. Каждому градиенту скороп
соответствует определенное равновесное состояние ci
стемы, которое достигается при медленных измененш
градиента скорости. В действительности опыт протека!
быстро, возможны местные накопления деформаций ш
38

напряжении, которые не успевают релаксировать при
переходе к следующему измерению, когда накладыва¬
ются новые напряжения. Неоднократное прохождение
зоны исследуемых напряжений в прямом и обратном на¬
правлениях позволяет добиться равновесного состояния
продукта, при котором петли гистерезиса практически
исчезают. Для тиксотропных дилатентных и псевдопла¬
стичных систем каждая последующая кривая распола¬
гается левее и выше предыдущей (см. рис. 5,6). В про¬
странственной системе координат т1Эф(т, 0) все экспери¬
ментальные точки образуют криволинейную поверх¬
ность.
Площадь реограммы (см. рис. 3, а) между кривой
е(8) и осыо ординат представляет собой удельную мощ¬
ность N (на единицу объема в Вт/м3) [9]. Она склады¬
вается из мощности ньютоновского течения Nn (пло¬
щадь между осью ординат и линией 0—5) и мощности
AN, требующейся при том же градиенте скорости для
достижения данной степени разрушения структуры, т. е.
N = N„ + AN.
Мощность A)N = AN,—AAV, равная площади меж¬
ду двумя кривыми, образующими петли гистерезиса
(рис. 5,6), характеризует степень приближения системы
к равновесному состоянию. Представим мощности тече¬
ния системы по разным кривым:
N = NH + ANt; AN1 = Wl.+AlN; N = NH + ANr + AtN.
Разделив последнее выражение на N, получим:
NH AN,, A1jV
N N N
1,	(1—42)
где слагаемые соответственно характеризуют доли нью¬
тоновского течения и затраты мощности на достиже¬
ние равновесного состояния. Такие расчеты приобретают
особую важность, когда во время измерения структура
продукта претерпевает изменения. Например, структу¬
ра жира при температуре ниже температуры плавления
при механическом воздействии на него из коагуляцион¬
но-кристаллизационной переходит в коагуляционную.
При этом гистерезисная мощность имеет относительно
большое значение, переходя в тепло и вызывая рас¬
плавление мест контакта в исходной структуре.
39

Рассмотренный выше метод учета тиксотропии,
нашему мнению, заслуживает внимания. Анализи]
другие методы, А. Б. Метднер [17] отмечает, что с
очень часто содержат экспериментальные ошибки. К
ме того, во многих процессах продукт подвергается
тенсивным механическим воздействиям (в насосах,
шалках и пр.), т. е. его структура достигает практи
ски предельного разрушения. Поэтому при использо
нии результатов вискозиметрических исследований ;
практических расчетов следует, хотя бы приближен
выбирать ту кривую течения, которая соответств
данной степени разрушения структуры.
Особое место среди структурно-механических свой
занимают поверхностные свойства (липкость, коэф(
циент трения) [6]. Они характеризуют усилие взаи
действия между поверхностями конструкционного мг
риала и продукта при нормальном отрыве или сдв
[см. уравнение (I—15)]. При этом для большине
мясных и молочных продуктов липкость (адгезия) о
словливает величину усилия внешнего трения. Теоре
чески, особенно на молекулярном уровне, вопросы а/
зии и внешнего трения еще разрабатываются, а )
пищевых продуктов такие разработки практически
сутствуют.
Для объяснения адгезии существует несколько ги
тез [14, 16, 63, 168]:
по адсорбционной теории Дебройна и Мак-Ларе
адгезия связана с действием межмолекулярных с
физических — ван-дер-ваальсовых — или химичесг
например ковалентно-ионных;
по электрической теории Б. В. Дерягина и Н. А. К
товой — с разностью потенциалов на границе разнор
ных тел, т. е. с возникновением в зоне контакта свое
разного электрического молекулярного конденсате
обусловленного двойным электрическим слоем;
по электромагнитной — с электромагнитным взаи
действием, т. е. с излучением и поглощением элект
магнитных волн атомами и молекулами, что мо;
реализоваться в конденсированных телах;
по электрорелаксационной теории Н. М. Москве
на — с двойным электрическим слоем и скоростью
рыва, измерение которой вызывает появление дефор
ционной составляющей силы или работы разрушег
40

связанной со скоростью протекания релаксационных
процессов в разрушаемом соединении;
по диффузионной теории С. С. Воюцкого и Б. В. Де¬
рягина — с диффузией концов макромолекул через гра¬
ницу первоначального контакта, в результате чего в
предельном случае граница раздела фаз может исче¬
зать; подобна этой механическая теория, согласно кото¬
рой адгезионный контакт образуется за счет механиче¬
ского зацепления молекулярных или надмолекулярных
образований с микронеровностями поверхности;
по термодинамической теории — с поверхностным на¬
тяжением, которое обусловливает, по правилу Дюпре,
работу по замене поверхности раздела твердое тело —
жидкость поверхностью твердое тело — газ, что реали¬
зуется при отрыве диска от продукта.
В ряде случаев для двух или более фазных систем
установить границу разрушения сложно. Поверхность
пластины после отрыва может быть смочена дисперси¬
онной средой, либо покрыта тончайшей пленкой тонко¬
дисперсной фракции исследуемого продукта [3, 152,
179]. Аналогичные соображения высказываются [198]
при изучении адгезии полимеров к металлам.
Общей количественной теории адгезии пока нет, хотя
весьма плодотворны попытки комплексного объяснения
адгезии на основе различных механизмов взаимодейст¬
вия. В этом смысле для разработки теоретических
представлений об адгезии перспективны фундаменталь¬
ные работы акад. П. А. Ребиндера об адсорбции и по¬
верхностной активности тонких пленок. В результате
остроумных и тонких экспериментов В. А. Пчелин [145]
установил для растворов белковых веществ поверхност¬
ное натяжение, диэлектрическую постоянную, поверхно¬
стный потенциал и др. В явлении адгезии белковых
веществ, как следует из теоретических представлений
Б. В. Дерягина, участвуют кроме ван-дер-ваальсовых
сил притяжения электростатические силы, обусловлен¬
ные возникновением двойного электрического слоя на
поверхности.
Для рассмотрения поверхностной энергии пленок
применяют также фундаментальные термодинамические
законы.
Первая работа, теоретически обосновывающая раз¬
рыв двух дисков, между которыми находится вязкая
41

жйдкость, принадлежит М. Ж. Стефану. Йм получев
уравнение [198]
где R — радиус диска;
т0 — время отрыва (расхождения) дисков от расстояния
до hi,
T) — вязкость ЖИДКОСТИ.
В явлениях адгезии, как было сказано выше, уча с
вует ряд механизмов на молекулярном и надмолекуля]
ном уровнях, поэтому их детальный учет весьма затру,
нителен.
Для практических целей достаточно описать общг
макроскопические закономерности явления. Для stoi
можно провести расчеты на заранее выбранной модел
которая представляет собой образец «сложной жидш
сти» между двумя жесткими цилиндрическими пласт]
нами; она обладает одинаковой с продуктом адгезие
[3, 179]. «Жидкость» имеет коэффициент поверхнос’
ного натяжения а. Смачиваемость пластины характ!
ризуется cos р, т. е. а — а' cos р (где а' — коэффициег
поверхностного натяжения при полном смачивани]
Н/м). Большое количество воды во многих пищевы
продуктах и их сильная адгезия [5, 154] оправдывак
такое представление. Действительно, например, фар;
можно рассматривать как дисперсную структуру с во,
но-белково-солевыми прослойками на поверхности ч;
стиц; на свободном срезе мышечных волокон имеете
такая же пленка за счет освобождения межклеточно
жидкости.
Пластины прижимаются друг к другу силой капш
лярного взаимодействия [14, 16]:
где F — площадь поверхности действительного контакта в да
ный момент времени, м2;
h — толщина слоя продукта, м.
Приложение внешней силы Р0, направленной в о(
ратную сторону и равной Р', вызывает полный отры
пластины за время то. При этом внешняя сила пр
неабсолютно жестком динамометре и скорости отрыв
тофоо увеличивается линейно во времени т:
(1-4
2oc'.Fcos|5
2 aF
h
(1-4
h
42

Р = wcx или Р0 = p0F0 = wct0,	(I—45)
где wc — скорость увеличения силы, Н/с;
Fо — площадь пластины, м2.
Поэтому естественно сделать предположение о ли¬
нейном убывании площади контакта за счет нарушения
связей по дефектам структуры, что подтверждается
также высокоскоростной киносъемкой (30 ООО кадров в
секунду):
F = F0 — Ст,	(1—46)
где С — коэффициент пропорциональности, зависящий от состава
продукта,	активности	контактирующих	групп,	размера
частиц и	характеризующий темп	убывания	площади,
м2/с;
F — текущее значение площади действительного контакта, м2.
Внутреннее давление взаимодействия пластины с
продуктом убывает во время действия отрывающего
усилия, оно получается путем решения уравнений
(1-44), (1-46):
Р'	2aF	2а / С \	„
Р “	F0 ~ hF0	~ h V	F	У-	-
В момент отрыва внутреннее и внешнее давления
равны и направлены в противоположную сторону, т. е.
р'—ро=0.	Подставив	в уравнение	(I—47)	названные
граничные условия и	заменив из	уравнения	(I—45) то=
=~Ро'—, получим:
wc
2а	Wr
Ро	= ^г-	(!-48)
h	2а	С
wc +——
п
Это уравнение более удобно представить в следую¬
щем виде:
1 h С
 = — +	.	(1-49)
Ро	ч»с
Оно линейно: при ®c = const (переменно h) наклон
1
прямой дает величину 	,	отрезок,	отсекаемый на оси
2а
С
ординат, показывает 	;	при	/z=const (переменно
wc
wс) наклон прямой дает С, а отрезок, отсекаемый на
h
оси ординат, показывает , откуда при известной тол^<
2а
43

щине слоя продукта определяется коэффициент поверх¬
ностного натяжения. Зависимость (I—49) весьма чув¬
ствительна к изменению параметров, что удобно для
экспериментального определения коэффициента поверх¬
ностного натяжения и темпа убывания площади контак¬
та, которые в отличие от липкости являются инвари¬
антными характеристиками продуктов.
Внешнее трение мясных и молочных продуктов, по-
видимому, нельзя отнести к физическим свойствам про¬
дукта, так как эта характеристика зависит от липкости
и ряда других факторов. Трение может быть статиче¬
ским — до начала смещения, и динамическим — при
движении продукта по поверхности. Влияние различных
факторов (давления контакта, скорости смещения, тем¬
пературы и пр.) на коэффициент внешнего трения не¬
однозначно. Установлено, что для мясных и молочных
продуктов [154], резин и полимеров [146] с увеличе¬
нием давления контакта (рк, Па) эффективный коэф¬
фициент внешнего трения (рЭф =, где ртр — удель-
Р к
ная сила трения, Па) уменьшается по степенной за¬
висимости: с увеличением скорости смещения и темпе¬
ратуры его значения проходят через максимум [154,
168]. Для теоретического обоснования внешнего трения
предложены молекулярно-кинетическая, механическая,
физическая и другие теории [6, 63], аналогичные тео¬
риям, объясняющим адгезию.
Однако имеющиеся теоретические разработки пока
не нашли воплощения для анализа внешнего трения
мясных и молочных продуктов.
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ И ВЛАЖНОСТИ
НА СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
В процессе переработки мясные и молочные продук¬
ты подвергаются воздействию различных факторов: из¬
менению температуры, влажности, степени дисперсно¬
сти и механической обработки, кислотности, химическо¬
го состава и пр. Ниже рассмотрено влияние общих
факторов (температуры, влажности и др.) на измене¬
ние величин реологических свойств.
Температурные изменения вязкости продуктов описы¬
44

вает уравнение Френкеля-Эйринга [152, 154], имеющее
теоретическое обоснование:
где А—постоянная, Па-с.
Е — энергия активации, кДж/кмоль;
R—газовая постоянная; R = 8,32 кДж/(кмоль-К);
Т — абсолютная температура жидкости, К.
Это уравнение в отличие от других позволяет просле¬
дить качественные изменения состояния продукта. По¬
стоянная А без точного количественного соотношения
трактуется как произведение модуля объемной упруго¬
сти на период колебания молекулы около одного ее по¬
ложения:
А = Кт0.
Средняя продолжительность колебания молекулы
около одного положения
Для воды приближенно т=10-11, то= 10~13 с.
Энергия активации с увеличением температуры для
некоторых жидкостей может уменьшаться. К таким
жидкостям относится и жир, для которого энергия ак¬
тивации уменьшается скачкообразно каждый раз при
плавлении следующей фракции [154].
Для неньютоновских жидкостей [154] уравнение
(I—50) принимает вид, аналогичный уравнению
(1—39), т. е.:
Уравнение Бачинского [152] имеет некоторые теоре¬
тические обоснования, сделанные А. С. Предводителе-
вым, М. Ф. Широковым и др. Оно связывает темпера¬
турные изменения вязкости с изменением удельного
объема:
(1-50)
(1-51)
с
11 =
о — со
45

или
I 1	со
— = —у_—,	(1—5:
■Лее
где	v—удельный объем жидкости (а=1/р), м’/кг;
со, с— соответственно предельный объем и модуль вязкост:
зависящие от свойств жидкости, м3/кг и м2/с.
Постоянная со представляет собой предельный объе!^
который занимает промежуточное положение межд
удельными объемами жидкости и твердого тела. Уделг
ный и предельный объемы могут быть связаны зави
симостью
7*
= со 4- В ехр [ —	 ).
Ч RT )
Хорошие результаты при обобщении эксперименталь
ных данных дают простые эмпирические зависимости
Л = a,t~a‘
или
\—о.
-5J
пр
где и а2 — эмпирические коэффициенты, в первом уравнени
0[ имеет размерность Па-с-К”2, во втором — Па-i
коэффициент а2 безразмерный;
t — температура жидкости, К;
/Пр —температура приведения, К.
Температурно-инвариантные характеристики вязкост:
для некоторых мясных и молочных продуктов предло
жил А. М. Маслов [85, 106, 107]:
бдТпррпр
■ = «(Т-Гпр),	(1-54
WP
где , Вд Пр — эффективная вязкость при единичном значени
градиента скорости [см. уравнение (I—39)], ил
ньютоновская вязкость, Па-с;
Т, Тшр — абсолютная температура жидкости, К;
Индекс «пр» означает, что вязкость и плотность отнесены к не
которой температуре приведения, которая подбирается эмпири
чески;
Р. Рпр — плотность жидкости, кг/м3;
а — эмпирический коэффициент, 1/К;
Уравнение (I—54) в широком температурном диапа
зоне может не быть линейным, тогда для определенш
вязкости следует пользоваться графическими зависи
46

мОстями [107]. Температурные изменения предельного
напряжения сдвига часто можно описать аналогичными
зависимостями, а в малом диапазоне температур оказы¬
ваются справедливыми линейные уравнения. Темпера¬
турные изменения плотности при линейной зависимости
хорошо описывает уравнение
 -То 	(1_55)
.	'	+М*-*о)
где Р( и ро — соответственно плотность в кг/м5 при температуре
t и to;
(5f — коэффициент температурного расширения, 1/К.
Температурные зависимости других реологических
характеристик могут не иметь монотонного изменения и
описываются для каждого продукта своими уравнения¬
ми. Например, при увеличении температуры липкость
колбасного фарша увеличивается, достигает максимума
и затем начинает уменьшаться.
Увеличение влажности (W, кг влаги на 1 кг продук¬
та), или, что то же самое, уменьшение концентрации
сухих веществ (с, кг сухих веществ на 1 кг продукта),
приводит к монотонному уменьшению сдвиговых
свойств (вязкость, предельное напряжение сдвига и
пр.). Эти изменения могут быть описаны экспонен¬
циальными, степенными или линейными зависимостями
типа уравнений (I—50), (I—53) и др. [154].
Существенный интерес представляют формулы
Эйнштейна-Гатчека [154], имеющие теоретическое обо¬
снование [100]:
П=По(1+4,5ф);	(1—56)
С/ф)'7*	Чо	„	г,ч
Ч = Чо	ТГ=	Г7—•	(1_57)
(1/Ф— l) /s (1 — ф) /в
где Цо — вязкость дисперсионной среды, Па-с;
Ф =	объемная концентрация дисперсной фазы в системе,
м3/м3;
Кф — объем дисперсной фазы, включая объем сольватных
оболочек, м3;
V — объем системы, м3.
Применимость формул для того или иного продук¬
та решается экспериментально, например формула
(I—56) хорошо описывает зависимость вязкости моло¬
ка от количества дисперсной белково-жировой фазы.
47

Считают, что формула (I—57) болеё Приемлема ДЛз
расчета вязкости лиофильных коллоидов.
Плотность (р, кг/м3) большинства мясных и молоч
ных продуктов (за исключением дисперсий жиров i
масел) с увеличением концентрации увеличивается ли
нейно:
Рс = Ро + ас>	(!—58
где ро — плотность при нулевой или какой-либо другой фикси
рованной концентрации, кг/м3;
а — эмпирический коэффициент, кг/м3.
Влияние влажности на другие структурно-механи
ческие свойства может быть неоднозначно. Например
при увеличении влажности колбасного фарша значенш
липкости проходят через максимум.
Влияние на структурно-механические свойства дру
гих технологических факторов, например продолжи
тельности хранения, степени механической обработки г
дисперсности, кислотности и pH, специфично для каж
дого продукта и будет рассмотрено в соответствующю
разделах.

ГЛАВА II
МЕТОДЫ И ПРИБОРЫ ИЗМЕРЕНИЯ
СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
мясных И МОЛОЧНЫХ продуктов
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Проектирование, создание, качественная и эффек¬
тивная работа отдельных машин, а также поточных ав¬
томатизированных линий должны основываться на все¬
стороннем учете свойств сырья и продуктов. При ис¬
пользовании непрерывнодействующих приборов можно
установить оперативную автоматическую обратную
связь с обрабатывающей машиной, которая пока еще
часто осуществляется вручную.
Представляют интерес статистические данные по применению
реологических приборов в пищевой промышленности Канады [199].
По показаниям [123] фирм приборы для оценки разных показателей
консистенции используют 52% фирм. В процентах к общему числу
опрошенных предприятий по отраслям промышленности применяют
приборы в мясной — 36, рыбной — 20, молочной — 42, кондитер¬
ской— 73, хлебопекарной — 50, консервной и скороморозильной —
79, масло-жировой — 78. Наиболее распространены ротационные
вискозиметры н пенетрометры. Общее мнение было высказано о
желательности стандартизации методов измерения консистенции.
Приборы для измерения структурно-механических
(реологических) свойств материалов классифицируют
на три группы: абсолютные, относительные и условные.
Первые приборы показывают значения свойств в абсо¬
лютной системе единиц, основываясь на геометрических
размерах рабочего органа и условиях проведения опы¬
та; вторые требуют предварительной тарировки на эта¬
лонном материале, измеренные значения свойств отно¬
сятся к свойствам эталонного материала, т. е. получа¬
ются безразмерные, относительные показатели (число¬
вые значения физических величин), которые легко пере¬
считать в абсолютные значения. Приборы обеих групп
теоретически обоснованы, полученные с их помощью
данные объективны и могут быть использованы для
расчета рабочих узлов аппаратов и оценки качест¬
ва сырья и продуктов. Приборы третьей группы дают
значения измеряемых величин в условных единицах,
49

что непригодно Для расчетов. Этими приборами поль-
зуются главным образом для сравнения каких-либо ка¬
чественных показателей в узком диапазоне изменения
технологических характеристик продукта.
Кроме того, приборы могут быть дифференциальны¬
ми и интегральными. Первые позволяют проследить за
распределением скоростей и деформацией продукта в
приборе для любого момента времени и сечения, вто¬
рые— определить конечный, суммарный эффект изме¬
рения. Поля скоростей и деформаций могут быть одно¬
родными, т. е. изменяться одинаково по всему сечению,
и неоднородными. Для вычисления значений величин
свойств и обобщения данных наблюдений чрезвычайно
важен выбор исходной математической модели (теоре¬
тической или эмпирической), которая с наибольшим
приближением описывает поведение продукта в реаль¬
ном процессе.
Для расчета рабочих органов машин и аппаратов
пользуются теоретическими, эмпирическими или крите¬
риальными уравнениями с обязательной проверкой их
при испытаниях на пилотных или натурных установках.
Основными предпосылками для применения значений
величин структурно-механических свойств в расчетах
рабочих узлов машин являются подобие эпюр скоро¬
стей и деформаций при измерении в приборе и рабочем
узле, одинаковый или подобный характер изменений
величин свойств при воздействии однотипных факторов.
Для соблюдения этого весьма существенное значение
имеет правильный выбор вида прибора, размеров его
рабочего органа, кинематических и динамических фак¬
торов. Влияние на показания приборов геометрических,
кинематических и динамических факторов определяют
экспериментально с целью выбора оптимальных усло¬
вий проведения экспериментов. В оптимальном режиме
эксплуатации прибора измеренные величины свойств
объективно отражают внутреннюю сущность объекта.
Поэтому глубокое изучение реологических свойств по¬
зволяет выявить влияние на них технологических фак¬
торов и в свою очередь, варьируя последние, получить
продукт с заранее заданными основными характери¬
стиками.
Внутренние перемены в продукте, происходящие при
проведении технологического процесса, наиболее до¬
50

стоверно могут характеризовать только те физические
свойства, которые претерпевают существенные измене¬
ния в этом процессе, превосходящие ошибки измерений.
При этом на одном и том же приборе, но при различ¬
ных параметрах его работы можно получить незначи¬
тельное или интенсивное изменение величин свойств.
Таким образом, для оценки качественного состояния
продукта необходимо выбрать такие физические свой¬
ства и параметры прибора, которые дают наибольшее
изменение величин свойств в рассматриваемом процес¬
се. Обычно исследуемые характеристики не должны
иметь больше одного экстремума. Иногда эти очевид¬
ные положения не учитывают. Так, в некоторых иссле¬
дованиях отсутствуют обоснованные данные о методике
выбора параметров прибора, математической модели
продукта, часто не указаны технологические харак¬
теристики продуктов (влажность, дисперсность и пр.).
Все это резко снижает ценность полученных резуль¬
татов.
При работе на приборах возможны систематические
и случайные ошибки. Удовлетворительной считается
ошибка до ±10% при измерении значений свойств пла¬
стично-вязких и ±2%—жидких продуктов. Тщатель¬
ная разработка методики экспериментов позволяет в
ряде случаев допускать ошибку соответственно не бо¬
лее ±5 и ±0,5%.
Приборы для измерения значений каждой группы
свойств (сдвиговых, компрессионных и поверхностных)
имеют свою специфику. Однако общими будут следую¬
щие четыре фундаментальные переменные [188, 189,
214, 215] (не считая температуры и технологических
характеристик): сила, момент или напряжение; рас¬
стояние, деформация или скорость деформации; время;
энергия. В соответствии с этим механические измери¬
тельные приборы [221] содержат устройства для реги¬
страции усилий, деформаций, времени; энергию вычис¬
ляют по этим показателям либо при помощи специаль¬
ных приборов. Главная проблема в любом приборе —
проблема рабочего органа [221]. Влияние размеров ра¬
бочих органов на показания приборов определяют экс¬
периментально. Только экспериментально решается так¬
же вопрос использования полученных на приборах дан¬
ных в расчете машин. Это направление в реологий
51

пищевых продуктов не получило еще должного раз¬
вития.
Среди названных фундаментальных переменных наи¬
большие затруднения вызывает измерение динамиче¬
ского фактора, если его значение в процессе экспери¬
мента не постоянно. В результате многочисленных ис¬
следований [3, 13, 98, 170, 179] было показано огром¬
ное влияние жесткости измерительной системы на ре¬
зультаты реологических исследований, особенно для
неустановившихся режимов и начального участка экс¬
периментальных кривых [98].
По виду измеряемой величины [188] реологические
приборы можно классифицировать на четыре группы
(табл. 4).
Таблица 4
Измеряемая величина
Постоянные величины
Пример (название прибора)
Динамическая (сила,
момент, напряже¬
ние)
Кинематическая
(время, скорость)
Г еометрическая
(длина, площадь,
объем)
Энергия (мощность)
Геометрические, ки¬
нематические
Динамические, гео¬
метрические
Динамические, кине¬
матические (время)
Геометрические, ки¬
нематические
Вискозиметр «Реотест»; универ¬
сальный прибор ВНИИМПа;
сдвигомер Симоняна
Вискозиметры: РВ-8, Остваль¬
да, Уббелоде, Гепплера
Пенетрометры (конический
пластометр КП-3 и др.);
Фаринограф Брабендера; при¬
бор Большакова—Фомина;
приборы, дающие диаграмму
сила'—расстояние
Эта классификация в определенной мере условна,
так как некоторые приборы позволяют варьировать две
величины при постоянной третьей. Например, рассмат¬
ривая двумерные методы в реологии, М. М. Кусаков
[96] дает описание капиллярного вискозиметра, у кото¬
рого усилие вытеснения жидкости, создаваемое перво¬
начально сжатой пружиной, переменно, следовательно,
и переменна скорость истечения. Известны также при¬
боры [13], в которых изменение скорости сдвига или
нагружения задается по определенному закону. Среди
52

методов, указанных в табл. 4, первые два получили
наибольшее распространение, особенно в вискозимет¬
рии. Первый метод — метод постоянной скорости сдви¬
га — осуществляют обычно при помощи электромехани¬
ческого или гидравлического привода, силу измеряют
различными динамометрами.
Второй метод — метод постоянной нагрузки — кон¬
структивно значительно проще, так как позволяет ско¬
рость перемещения или вращения измерить обычным
секундомером или записать на диаграммной ленте.
В табл. 4 показано, что ротационные вискозиметры
могут работать по первому и второму методам.
При третьем методе измерения постоянная сила на¬
гружения обусловлена неизменной массой подвижной
части прибора, продолжительность измерения обычно
постоянна (180—300 с) и принимается несколько боль¬
ше, чем период релаксации. В эксперименте измеряют
глубину погружения при уменьшающейся скорости, ко¬
торая в пределе достигает нуля.
Четвертый метод позволяет по площади диаграммы
определить энергию деформирования, а ордината на
диаграмме показывает усилие. Кроме того, в приборах
этой группы энергию можно вычислить по мощности,
если они снабжены самопишущим или показывающим
ваттметром либо счетчиком. Для расчета многих произ¬
водственных процессов (перемешивания, измельчения,
транспортирования и пр.) энергия — основной показа¬
тель. Поэтому результаты, полученные на приборах,
моделирующих натурные процессы, могут оказаться
очень полезными для выполнения ряда инженерных и
экономических расчетов.
МЕТОДЫ И ПРИБОРЫ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ
СДВИГОВЫХ СВОЙСТВ
Сдвиговые свойства проявляются при касательном
смещении слоев продукта, который может представ¬
лять собой жидко- или твердообразную систему, а
также «твердое» тело, т. е. неразрушенную среду (це¬
лые ткани мяса, кость, сыр, твердый жир и пр.). При¬
боры для измерения величин свойств последних систем
имеют определенную специфику.
53

Приборы для измерения сдвиговых свойств текуч]
систем по принципу действия делят на следующ
группы: ротационные; капиллярные (под термином к
пилляр подразумевают прямые трубки диаметром
долей до десятков миллиметров); пенетрометры, соде
жащие конический, сферический, пластинчатый, тру
чатый или какой-либо другой элемент, который вне
ряется в исследуемую среду; приборы с плоскопара
лельным смещением пластин, между которыми находи
ся исследуемый продукт, и др.
Основной предпосылкой научной обоснованности
объективности полученных данных на ротационных
капиллярных вискозиметрах является отсутствие ту
булизации потока, т. е. режим движения должен бьг
ламинарным или структурным. Режим движения хара
теризуется критерием Рейнольдса (Re), который пре
ставляет собой безразмерное числовое значение, пр
порциональное отношению кинетической энергии пото!
mw2/2 (где т—масса, до — среднеобъемная скорост!
к работе сил вязкого сопротивления Р1 (где Р—сш
сопротивления, I — длина или путь ее действия):
_	mw8	р l3w* plw pdw
Не- = '^Г_=-^:= ’	(П~
Р W I	Г]l2W	Г)	Г]
где I — характерный линейный размер (для трубы — диаме
d), м;
р — плотность жидкости, кг/м3;
П — вязкость жидкости, Па-с.
Для коаксиального зазора ротационного вискоз:
метра [13], имея в виду, что линейная скорость и угл'
вая связаны соотношением w = aR, критерий Рейноль,
са приобретает вид
pQR2	QR2
Re = —	=	,	(II-
ц	v
где £2 и R — угловая скорость (с-1) и радиус вращающегося ц
линдра (м); если вращается внутренний цилинд
то они имеют индекс «в», наружный — индекс «и
ц
v = ——кинематическая вязкость, м2/с.
Р
При работе на капиллярных вискозиметрах крит(
рий Рейнольдса не должен превышать 150 [154]; пр
54

движении шарика в жидкости ламинарный режим на*
блюдается при числовых значениях критерия Рейнольд¬
са менее 0,2; ориентировочно при работе на ротацион¬
ных вискозиметрах [13], если вращается внутренний
цилиндр, комплекс QJv не должен превышать 70Х
Х104 м~2, если наружный, то комплекс QH/v не должен
0,1900
превышать значения 			—.
Rh (Rh ' Rb)
Подробно многочисленные эффекты, связанные с
вискозиметрией ньютоновских жидкостей, рассмотрены
в фундаментальной монографии Г. Барра [11]*.
Ротационные вискозиметры
Принципиальные схемы ротационных вискозиметров
показаны на рис. 6. Они могут иметь одну геометри¬
ческую форму:	коаксиальные	цилиндры	(рис.	6,а),
сферы или полусферы (рис. 6,6), два конуса (рис.6,в),
две плоскопараллельные пластины (рис. 6,г), два пло¬
ских кольца (рис. 6, д) или два конических кольца
(рис. 6,к). Часто рабочий зазор или рабочий орган мо¬
жет быть комбинированным, т. е. состоять из несколь¬
ких различных поверхностей: цилиндр—диск (рис. 6, е),
цилиндр — полусфера (рис. 6, ж), конус — диск
(рис. 6,з), цилиндр — конус (рис. 6, и), цилиндр — ко¬
нус— диск (рис. 6, л) и пр. Между рабочими поверх¬
ностями находится исследуемый продукт, сила сопро¬
тивления внутри которого при вращении одной из по¬
верхностей измеряется. Момент сопротивления можно
измерять двумя способами: на вращающейся поверхно¬
сти, тогда вторую поверхность нужно закрепить жест¬
ко; вращая одну поверхность, другую соединить с ди¬
намометром.
* В монографии упомянуты исследования аномально-вязких жид¬
костей, в частности приведены степенные уравнения течения Де-Вале
(1923), Фарроу и Лоува (1923), В. Оствальда (1925), Гершеля и
Балкли (1926) и др. Естественно, что в настоящее время теория и
эксперимент в области аномальных систем кардинально отличаются
от описанных Г. Барром. Одновременно следует обратить внимание
читателя на монографию Э. Гатчека «Вязкость жидкостей» (1935).
Обе эти монографии в основном не утратили своей значимости до по¬
следнего времени и окажутся полезными как для практиков, так и
для исследователей.
55

заклинивание при измерениях и иметь равномерно и
меняющийся градиент скорости.
Для полусфероцилиндрических вискозиметров тиг
РВ-8 с уменьшением зазора будет уменьшатьс
ошибка от возмущений потока вязкой жидкости, созд;
ваемых стыком цилиндрической и сферической чаете
ротора прибора [13]. Например, для тонкоизмельченш
го мясного фарша оптимальное отношение наружног
радиуса ротора RB к внутреннему радиусу стакана /
лежит в области 0,85—0,90 при радиусе ротора 0,016-
0,018 м [33].
При разработке теории прибора исходная модел:
выбранная для вывода интегральных расчетных фо]
мул, должна возможно более точно описывать сущее'
венные сдвиговые свойства тела в данной области н;
пряжений и градиентов скорости. Следует отметить, чт
в паспортах к приборам РВ-8 и РВ-4 для расчет
сдвиговых свойств приведены формулы, полученные и<
ходя из модели Бингама. Эта модель, как показа
Ю. А. Мачихин [111], применима к пралиновым koi
фетным массам. Она же была использована для обоб
щений экспериментальных данных по мясным фарша
[41, 152], хотя они следуют этой модели довольно прр
ближенно. Во всех случаях для обобщений экспериме!
тальных данных можно рекомендовать в первом npt
ближении уравнения, полученные из закона Ньютон;
где вязкость может иметь смысл либо эффективно!
либо ньютоновской.
Измерительный ротор соприкасается с продуктом н
только боковой поверхностью, но и торцом. Сопроти!
ление на торце можно учитывать следующим образок
измерения проводят при двух-трех высотах продукта
рабочем зазоре, экстраполяция линии на графике: кр>
тящий момент — высота, до пересечения с осы
абсцисс дает в отрицательной области отрезок экви
валентной длины hmв, который нужно прибавить к оt
щей высоте продукта. Эквивалентная длина показывае
высоту цилиндрической части ротора, на которой сс
противления будут такие же, как на торце. У вискози
метра «Реотест» плоский торец заменен вогнутой «воа
душной подушкой», что оправдало себя при работе
вязкими жидкостями (см. рис. 6,а). Для пластично
вязких систем такая форма торца неприемлема. Пр
58

исследовании таких систем даже в зоне плоского тор¬
ца возникают значительные нормальные напряжения,
которые обусловливают выход продукта из зазора и
наматывание его на внутренний цилиндр [33]. Сжатый
воздух в воздушной подушке резко усиливает эти эф¬
фекты. Для пластично-вязких систем, на наш взгляд,
целесообразно применять вискозиметры с сочетанием
измерительных поверхностей различной формы, напри¬
мер коницилиндрические или полусфероцилиндриче¬
ские. Ротационные вискозиметры типа РВ системы Во¬
ларовича имеют сферический торец в сочетании с
цилиндрической поверхностью (см. рис. 6,ж).
В качестве типичного примера рассмотрим течение
продукта в коаксиальном зазоре цилиндрического ви¬
скозиметра, который имеет неподвижный цилиндр (ста¬
кан) радиусом RH и ротор радиусом RB, вращающийся
с угловой скоростью Q (в с-1) (см. рис. 6,а). Текущее
значение угловой скорости (о изменяется от co = Q при
RB до а> = 0 при RH. Аналогично меняется окружная
скорость: от w = QRB до w = 0.
При изучении деформационного поведения пластич¬
но-вязких тел в коаксиальном зазоре при достаточной
его ширине можно обнаружить три деформируемых
слоя (в ряде случаев, как показали Н. В. Тябин и
Г. В. Виноградов, число слоев может быть более трех).
Первый слой — у вращающегося цилиндра, имеет наи¬
больший градиент скорости. Во втором слое он посте¬
пенно уменьшается, а в третьем — практически равен
нулю; здесь возможны деформации типа ползучести.
У вязких и высоковязких жидкостей, а у пластично¬
вязких тел при узком зазоре градиентный слой распро¬
страняется на всю ширину кольца.
Толщина градиентного слоя определяет величину
градиента скорости. Если обозначить толщину гради¬
ентного слоя Дг, причем в общем случае Ar^.R3 — RB,
то, зная окружную скорость боковой поверхности рото¬
ра w (в м/с)
w = QRB = 2nNRB,	(II—3)
где N — частота вращения ротора, об/с,
градиент скорости е (1 /с) приближенно можно пред¬
ставить в виде линейной зависимости (по Д. С. Вели-
ковскому [88] — средний градиент):
59

из которой видно, что толщина слоя определяет вел]
чину градиента. Поэтому в расчетных формулах пс
наружным радиусом RH следовало бы понимать не ге<
метрический радиус стакана, а радиус градиентно]
слоя, т. е. /?' = rb +‘Аг. Однако достаточно точно от
ределить величину Дг чрезвычайно сложно, в связи
чем названный метод расчета (по к'н) не получи
распространения.
Истинный градиент скорости любого слоя на pa<
стоянии г от оси вращения будет
где знак «минус» показывает, что скорость при увеличении р
диуса убывает.
Напряжение сдвига в коаксиальном зазоре возник;
ет в результате относительного смещения слоев; со х;
рактеризует вращение всего продукта как целого, п<
этому в возникновении касательных напряжений г
участвует и может быть опущена.
После разделения переменных и интегрировани
выражения (II—5) в пределах от Q до 0 от RB до F
с учетом уравнения (II—3) получим логарифмически
закон для вычисления градиента скорости:
e = Q/2,31g-^iL = 2niV/2,31g-§a .	(II—I
АВ	Rb
Сравнивая выражения (II—4) и (II—6) с учето
уравнения (II—3), можно заметить, что градиент скс
рости определяется окружной скоростью вращения рс
тора, т. е.
е = aw,	(II—’
где а — коэффициент, вычисляемый при различных способах ра<
чета градиента скорости, м-1 (его значение приведен
в табл. 5).
Для практики вискозиметрических исследований с\
щественный интерес представляет рассмотрение теори
ротационного вискозиметра для модели степенной жщ
кости. Для элементарного слоя, расположенного н
расстоянии г от оси вращения внутреннего цилиндр
60

Вид формулы для расчета
градиента скорости и название
системы
Номер
формулы
Значение коэффициента а. 1/м
Средний градиент
Логарифмический градиент
Градиент для ньютоновских
жидкостей (индекс течения 1)
Градиент для «степенной» жид¬
кости (псевдопластичная или
дилатентная)
То же по [31]
(II—4)
(II-6)
(II—136)
(II—30)
(II—136)
1/ДR, где Дг=Ян—RB
1//?в-2,3 lg (RK/RB)
2//?в [1-(Яв/Ян)2]
2/nRB[l-(RBIRn)2/n]
2/{(nRB[r/RB)2/n-(r/R+
+AR)2/11]}
условие равновесия запишется в следую¬
щем виде:
а) момент всех сил сопротивления, равный внешне¬
му моменту М, представляет собой произведение по¬
верхности слоя (2я/г), напряжения сдвига (0) и ра¬
диуса слоя (г):
М = 2nlrQr, откуда 0 = М/2я/г2;	(II—8)
б) напряжение, обусловленное проявлением сил вяз¬
кого сопротивления для «степенной» жидкости по урав¬
нениям (I—31) и (I—33) с учетом (II—5), будет
иметь значение
.f da \n
Приравняв правые части уравнений	(II—8)	и
(II—9) и интегрируя для граничных условий при г —
= /?в со = й и r = RH со = 0, получим:
(М/2к1Ву/п = Щп (R^n - R~2'n) .	(11—10)
Из последней формулы с учетом условий равнове¬
сия определяют значения угловой скорости для любо¬
го слоя радиуса г:
г

которое удовлетворяет названным выше граничным
условиям.
Уравнения (II—10) с учетом условий равновесия
или (II—5) с учетом (II—И) дают формулу для рас¬
чета градиента скорости любого слоя
dw	2Q
'‘dr п[\ -(RB/RHfn]
С*Г
Максимальные значения градиента скорости будут
у поверхности вращающегося ротора, т. е. при r = RB.
После несложных преобразований уравнение
(II—10) приводится к степенной зависимости в кон¬
систентных переменных
М	,	(	20,
= Д1 L Г,	,п	ч2/«Т	■	(И-13)
где левый член — консистентная переменная «напряже¬
ние сдвига», правый член в фигурных скобках — кон¬
систентная переменная: «градиент скорости»; ее можно
представить в виде функции окружной скорости по
формуле (II—7) с учетом уравнения	(II—3) (см.
табл. 5).
Если коэффициенту В j* придать вполне определен¬
ный физический смысл — эффективной вязкости в*
(в Па-с) при единичном значении градиента скорости,
т. е. при 8i = 1 с-1, то
И	'	г,*/'	/	'	' n* ' I-'П 'П	г,*	г.*	'	П
0 = Г1эф8= B0(e/Si) е=Ваг, s; В1 = В0в1
причем числовые значения коэффициентов в* и Вц
одинаковы.	,
В этом случае формула (II—13) приводится к виду
м	I	2Q
2 nlR;
= B'0et
В
it)
2/п
(II—13а)
2»i	.	.
где	—~	/0''"'2/п] = 1 с 1 — единичное значение градиента
Л[1 (ав/ан) J
скорости;
Q[ = 2nNi — соответствующее ему значение
угловой скорости или частоты
вращения ротора.
62

Градиент скорости определяется по зависимости
4яЛГ
8 =  :	9 . - ' .	(II—136)
Решение для ротационного вискозиметра в самом
общем виде, т. е. не определяя заранее математической
модели тела, получают следующим образом: из зави¬
симости (II—5) находят
■ —- — — d (In г);	(II—14)
8(0)
из условий равновесия, выражаемых уравнением (II—8)
путем дифференцирования и несложных преобразований
определяют
dQ	М	dQ	„
°ткуда l0" = -d(lnr)’ (П“1Б)
приравнивая левые части, получают
2 0
Интегрирование в пределах от Q до нуля и от на¬
пряжения на роторе 0В до напряжения на цилиндре
0Н (после изменения знака в правой и левой частях)
даст теоретическую формулу в самом общем виде:
Q = Т f ^ d0’	(П_16)
где е (0) —функция градиента скорости от напряжения сдвига
[см. уравнения (I—31) и (I—32)].
Интегрирование уравнения течения степенной жид¬
кости (I—31), которое представлено в виде
ш-
-(тМ
\ В1
8(0) = [ —I ,	I11-17)
или
е*(0) = f - .  г \ип	(п-17а)
с учетом условий равновесия, выраженных уравнением
(II—8), дозволяет получить зависимость (II—13). Не¬
63

достатком этого метода является то, что выпадают не¬
которые существенные характеристики течения, напри¬
мер зависимости (II—11) и (II—12).
В литературе [13, 155] приводятся подобные выво¬
ды, однако конечные формулы имеют вид, недостаточ¬
но удобный для окончательных расчетов и обработкг
экспериментальных данных. Приведенные зависимости
например уравнение (II—13), могут быть использовань
для обобщения вискозиметрических исследований си
стем, описываемых моделью Гершеля — Балкли [см
уравнение (I—33)]. Тогда предельное напряжение
сдвига (0О) характеризуется началом вращения, т. е
моментом внешних сил (М0); в уравнение (II—13)
вместо момента М войдет момент М'=М — М0. Пр1
этом сдвиг должен распространяться на всю ширищ
коаксиального зазора. В случае течения вязкой ньюто
новской жидкости (индекс течения п=1) уравнение
(II—13) принимает форму уравнения Маргулиса (см
табл. 5) [154].
Рассмотрим величины крутящих моментов, возни
кающих на измерительной поверхности ротора с радиу
сом Re [13, 154):
цилиндрическая поверхность (см. рис. 6, а)
поверхности конус — конус и конус — плоскост
(рис. 6, в и б, з)
где h — высота контакта цилиндрической части потора с проду:
том, м;
0 —напряжение сдвига иа поверхности ротора, Па;
а — половина угла при вершине вращающегося конуса (ст
рис. 6).
Мц = 2nR2JiQ\
полусферическая поверхность (см. рис. 6, б)
Мне = (и2Д3в/2) 0;
плоская поверхность — диск (см. рис. 6, г)
(II—И
(II—И
(II—2(

Из приведенных уравнений при известном моменте
легко определить консистентную ^ переменную — напря¬
жение сдвига 8.
Если форма измерительной поверхности составная,
то общий крутящий момент М, измеряемый на валу
ротора, равен сумме момента на обеих поверхностях:
плоскодилиндрическая (см. рис. 6, е)
М = 2TiRlQ (h -1- RB/3);	(II—22)
полусфероцилиндрическая (см. рис. 6, ж)
М = 2я^0(А + я/?в/4);	(II—23)
коницилиндрическая (см. рис. 6, и)
М = 2п r\6 (h+ Rl/Rl-Ssin а0);	(II—24)
коницилиндрическая (см. рис. 6, л)
M = 2nRl$fh +	,	(II—25)
в \	3	sin	а )
где Rс — среднегеометрический радиус между ротором и непод¬
вижным стаканом;
2Rl Rl
R2
С Rl+Rl
а0 — угол, лежащий между малоотлнчающимися углами а
и Р и вычисляемый по среднегеометрическому ра¬
диусу Rc.
По этим формулам эквивалентная высота для пло-
скоцилиндрического ротора составляет /гэкв = ——» Для
3
полусфероцилиндрического , для коницилиндриче-
R^	R
ского 	   и	—г5— •	Тогда комбинированные
йв-3 sin а0	3	sin	а
измерительные органы можно считать цилиндрическими,
но высоту продукта в зазоре определять по приведенной
высоте ft!ip = h + /гэкв, общий крутящий момент — по углу
закручивания торзиона (с предварительной тариров¬
кой), либо, если привод ротора реализуется от падаю¬
щих грузов, по моменту на шкиве, т. е. М = mRnmg (где
т — общая масса грузов, за вычетом массы (точнее
щлы) на трение в подшипниках, Rim— радиус шкива).
3 Зак. 1926	•	65

Формулами (II—18) — (II—25) можно пользоватьс
для расчета предельного напряжения сдвига 0о (в Па
для простых поверхностей и составных:
AL
0о = —Г— -	(n~2e
2я/?в/гпр
где Ма — момент, при котором начинается вращение ротора.
Мй обычно определяют на пересечении кривой те
чения с соответствующей координатной осью методов
экстраполяции до нулевого значения градиента ско
рости.
Крутящий момент сопротивления [13, 154], возни
кающий при относительном смещении слоев ньютонов
ской жидкости с вязкостью т) или неньютоновской жид
кости с эффективной вязкостью т)Эф между двум5
коаксиальными цилиндрами, определяют по формул!
Маргулиса
' (П-27
Момент между двумя полусферами вычисляют пс
формуле А. Д. Сокольского
"*ЯВ ■ 8Q
г] •	.	(II—28
2 я[ - (Яв/Д„)3]	'
Для степенной жидкости (коаксиальные полусферы)
автором совместно с доцентом В. М. Щукиным ана
литически получено уравнение следующего вида:
(" + 3)1
2 I I	12яЛГ	Щ
пГ(я + 3)	(п[1 — (/?B/^H)3/rt] I ’ (П~28а)
8 П
где	Впс—коэффициент, характеризующий эффектив
ную вязкость при единичном значенщ
градиента скорости, по аналогии с урав¬
нением (II—13а) ему может быть придан
смысл эффективной вязкости при единич¬
ном значении градиента скорости;
Г(—^~) и Г(п+3)—гамма-функция от индекса течения [123
186], ее значения приведены в табл. 6 пс
справочным данным [186].
66

Таблицаб
X
Г (х)
X
Г <Д£)
X
Г (х)
1,5
0,8862
! 2,5
1,3293
3,5
3,323
1,6
0,8935
1 2,6
1,4296
3,6
3,717
1.7
0,9086
2,7
2,5447
3,7
4,171
1,8
0,9314
2,8
1,6765
3,8
4,694
1,9
0,9618
2,9
1,8274
3,9
5,299
2,0
1,0000
3,0
2,0000
4,0
6,000
2,1
1,0465
3,1
2,198
4,1
6,813
2,2
1,1018
3,2
2,424
4,2
7,757
2,3
1,1667
3,3
2,683
4,3
8,855
2,4
1,2422
3,4
1
2,981
4,4
10,136
Для ньютоновской жидкости, имеющей индекс те-
ения, равный единице, простое преобразование урав-
ения приводит к формуле Сокольского (II—28). На¬
ряжение сдвига в формуле (II—28а) вычисляют по
ависимости (II—18), а член в фигурных скобках и
робь перед ним представляют собой градиент скоро-
ги сдвига:
1 /гг
12nN
е =
, п + 3
8Л '
пГ (п -f 3)
(И—286)
Градиент скорости для сферы находят по этой же
юрмуле. Для определения момента вращения сферы
равую часть выражений (II—£8) и (II—28а) удваи-
ают. Аналогично написание моментов для двух кони-
еских поверхностей (рис. 6, в, з), где половина угла
ануса неподвижной поверхности составляет величи-
У Р:
22Q
Мк = ц   •	,	(II—29)
3 sin a sin2a/ (а, (5)
де /(а, Р) — функция углов; для двух конических поверхностей:
cos a cos й / tg Р/2 \	/1Т	,
1 (а, Р) =	— —-- + In (	),	(Н— 29а)
sin2 a sin2 р \ lg a/2 j
ля поверхностей конус — плоскость, т. е. при р = 90°,
га функция примет вид
3*	67

cos a	t f	a \
I (a, 90°) = —— — In ( tg — ) .	(Il-29i
sin3 a	\	2 j
Для комбинированных поверхностей с целью вычи(
ления вязкости соответствующие моменты, действуй
щие па простые поверхности, складываются по аналс
гии с уравнениями (II—22)— (II—25). Эти действи
не представляют принципиальной трудности и поэтом
вследствие малого объема книги не рассматриваютс!
Сопоставим последние уравнения с приведенным
ранее (II—18) — (II—21), в которых напряжение сдвиг
заменено произведением вязкости на градиент скорс
сти,	т. е.	0 = це.	В	таком	случае	при	известных	значе
ниях напряжений	сдвига	градиенты	скорости	можн
представить в виде следующих зависимостей:
для коаксиальных цилиндров
4я,¥	_
Ёц = 1 - (Яв/Ян)2 :
для коаксиальных сфер или полусфер
167V	_
6пс = 1 - (Яв/Ян)3 :
для комических поверхностей
4яУУ
Бк sin2 а/ (а, р) ’
где Q — 2nJV— угловая скорость, рад/с;
N — частота вращения ротора, об/с;
/(а, р)—вычисляется по зависимости (II—29а) для двух ко
нических поверхностей и по зависимости (II—296
для поверхностей конус — плоскость.
Напряжения сдвига по уравнениям (II—18) —
(II—21) и градиенты	скорости по уравнениям
(II—30) — (II—32) получили название консистентные
переменных. Зависимости эффективной вязкости от гра
диента скорости для кривых течения двух типов (см
рис. 2, 3, 4) представляют собой монотонно изменяю¬
щуюся функцию, т. е. при фиксированном значения
градиента скорости существует одно значение вязкости,
Следовательно, для составных поверхностей ротора не¬
обходимо в зазоре иметь одинаковую величину гра¬
диента скорости. Для степенной жидкости и распрост¬
раненной комбинированной поверхности ротора — по-
(II—ЗС
(II—31
(II— 32
68

лусфероцилиндрической, используемой, например, в ро¬
тационных вискозиметрах проф. М. П. Воларовича,
представляет интерес совместное решение уравнений
(II—136) и (II—286) с целью определения соотноше¬
ния радиусов, удовлетворяющих условию одинакового
значения градиента скорости. После упрощений расчет¬
ное уравнение приобретает вид:
1 щ
/п + 3\
Нт)
пГ (п -р 3)
1 - х3/'1
(II—33)
Яв
где х=——~—отношение радиусов.
г\н
При значениях индекса течения п: 0,1; 0,2; 0,3; 0,4;
0,5; 0,6; 0,7; 0,8; 0,9; 1,0, соответственно отношения ра¬
диусов имеют величины 0,949; 0,912; 0,865; 0,839; 0,795;
0,777; 0,735; 0,724; 0,683; 0,675. Частный случай при
индексе течения, равном единице (ньютоновская жид¬
кость), рассмотрен в литературе [154].
При точном или хотя бы приблизительном соблю¬
дении названных соотношений значения эффективной
вязкости будут постоянны по всей измерительной по¬
верхности и возмущений при переходе от одной поверх¬
ности к другой не будет.
Таким образом, для вычисления градиента скорости
получен ряд формул (см. табл. 5). Применение той
или иной из них должно быть обосновано эксперимен¬
тально с учетом вида математической модели, описы¬
вающей деформационное поведение продукта. Следует
отметить, что при вычислении градиента скорости по
различным уравнениям графические зависимости эф¬
фективной вязкости от градиента скорости могут дать
семейство линий и различные значения коэффициентов
к расчетным уравнениям.
Методика измерения сдвиговых свойств с помощью
различных приборов принципиально не отличается,
хотя конструктивные особенности приборов вызывают
определенные ее модификации. Для исследования сдви¬
говых свойств мясных и молочных продуктов широкое
распространение получили приборы, изображенные на
рис. 7, 8 [154]. Приборы (рис. 7, а, б) имеют два кон¬
центрических цилиндра — внутренний и внешний, один
69

из которых может быть сменным для изменения вели¬
чины зазора. В некоторых случаях рабочий орган по¬
мещают в «неограниченную» среду, например шаровой
вискозиметр Бакунца (рис. 7, в) для мясного фарша
[10]. Зазор между рабочими органами заполняется ис¬
следуемым материалом, и один из цилиндров приводят
во вращение. Опыт сводится к определению деформа¬
ции или скорости деформаций и силы (напряжения)
сопротивления.
Эти вискозиметры различают по конструктивным
особенностям и способу привода одного из цилиндров.
Привод от падающих грузов осуществлен в вискозимет¬
рах системы М. П. Воларовича (см. рис. 7, а); от элект¬
родвигателя с измерением напряжений упругой нитью
(торзионом)—в приборе «Реотест» (рис. 7,6).
В последние годы повышается интерес к изучению
реологических характеристик мясопродуктов при нали¬
чии вибрации. Такие работы проводит лаборатория
реологии ВНИИМПа. Для подобных исследований
Ю. А. Мачихин с сотрудниками [103] используют
ротационный коаксиально-цилиндрический вибровиско¬
зиметр (рис. 7, г) с приводом ротора от падающих гру¬
зов (по аналогии с вискозиметром М. П. Воларовича).
Особенностью этого вискозиметра является возмож¬
ность создания избыточных давлений и вибраций на¬
ружного цилиндра, причем можно обеспечить либо вра¬
щательные, либо осевые его колебания. В этих при¬
борах при малой толщине кольца между ротором и
статором поле деформаций будет однородным.
На однородность поля наряду с величиной зазора
влияет также величина предельного напряжения сдви¬
га, так как деформации течения могут распространять-
Рис. 7. Принципиальные схемы приборов для измерения структур¬
но-механических свойств:
а — вискозиметр Воларовича:	/ — стакан; 2 — ротор; 3 — продукт; 4— бара¬
бан, приводимый во вращение от падающих грузов; б — вискозиметр типа
«Реотест»: /— стакан; 2 — ротор; 3 — продукт; 4 — электромеханический при¬
вод с торзиоиом; в — вискозиметр Бакунца: / — сферическая измерительная по¬
верхность; 2 — щиток; 3 — механическая система для регистрации угла закру¬
чивания сферы; 4 — электрический датчик угла закручивания (переменное
проволочное сопротивление); г — вибровискозиметр Мачихина и др.: / — на¬
ружный цилиндр, совершающий вращательные или осевые колебания; 2—гю-
тор с приводом во вращение от падающих грузов; 3 — камера для продукта;
4 — поршень с винтом для создания избыточного давления; 5 — датчик дав¬
ления.
71

ся на всю толщину кольца или только на его часть.
Ротационные приборы пригодны для комплексного ис¬
следования всех реологических свойств.
Результаты измерений при напряжениях, меньших
предельного напряжения сдвига, могут содержать су¬
щественные ошибки — до ±30%, а при исследовании
на разных приборах отличаться в несколько раз и го¬
диться лишь для качественной оценки того или иного
технологического процесса. Структурно-механические
свойства, измеренные при напряжениях, превышающих
предельное, имеют ошибки до ±(5±-10°/о) и пригодны
как для качественной оценки технологического процес¬
са, так и для расчета движения продуктов в рабочих
органах машин и аппаратов. Поэтому таким измере¬
ниям следует отдать предпочтение. Реологические за¬
висимости течения, кривые степени разрушения струк¬
туры и изменения эффективной вязкости при напряже¬
ниях, превышающих предельное напряжение сдвига,
характеризуют состояние продукта при движении его в
рабочих органах машин и аппаратов при лавинном
разрушении структуры.
Для исследования структурно-механических свойств при повы¬
шенных давлениях в МТИММПе сконструирован на базе вискози¬
метра РВ-4 (рис. 8, позиции 1, 2, 3) новый (позиции 4—10), раз¬
меры которого соответствуют размерам вискозиметра РВ-8: диа¬
метр ротора 32, внутренний диаметр стакана 38 мм. Новый виско¬
зиметр отличается от вискозиметра РВ-4 следующим. Стакан
(статор) неподвижен, вращается рифленый ротор 5, который вы¬
точен вместе с хвостовиком 4 из одной заготовки; отсутствие
резьбового соединения ротора-хвостовика позволило свести макси¬
мальную величину биения на конце ротора до 0,01 мм. Давление
в стакане создается за счет ввинчивания поршня 8, который снаб¬
жен упругой мембраной и манометром 9 для измерения давления,
в рабочем зазоре давление измеряют тензометрическими датчика¬
ми 6. Вискозиметр смонтирован на подставке 1, ротор приводится
во вращение от падающих грузов через блоки 2 и барабан 3.
Краник 10 служит для сброса излишка продукта. Хвостовик и пор¬
шень имеют уплотнения, которые препятствуют изменению давления
во время опыта. Для измерений при высоких числах оборотов
прибор может подключаться к гидроприводу.
Влияние трения в подшипниках и уплотнениях учитывается
при тарировке на разных давлениях и числах оборотов. В первом
Рис. 8. Ротационный вискозиметр для измерения реологических
свойств при повышенном давлении:
/ — станина; 2 — шкивы; 3 — барабан; 4 — хвостовик ротора; 5 — ротор;
6 — тензодатчики давления; 7 — неподвижный стакан; 8 — поршень; 9 — мем¬
брана с манометром; 10 — контрольный краник.
73

варианте в рабочий зазор вискозиметра заливают маловязкое м
ло велосит или трансформаторное (при 20° С вязкость 0,013 и
0,025 Па-с). Напряжение сдвига, обусловленное вязкостью мае.
учитывают при построении тарировочных реограмм. По второ
варианту вместо ротора с хвостовиком вставили хвостовик
вискозиметра РВ-4 без ротора и также залили маслом. Возмо
ная ошибка дальнейших измерений, обусловленная тарировкой,
превосходит ±0,5%. При построении рабочих реограмм для i
следуемого продукта массу грузов (напряжение сдвига) уменьц
ли на соответствующую величину по тарнровочиой реограмме
той же частоте вращения.
Рассмотрим основы методик измерения и вычисл
ния реологических свойств для описанных выше пр
боров.
Методика измерения структурно-механичесю
свойств для ротационных вискозиметров системы В
ларовича [45] сводится к подготовке прибора, измер
ниям и разборке. Подготовка включает установку в
скозиметра по уровню, определение трения в подши
никах, заполнение рабочего объема исследуемым мат
риалом и его термостатирование. Во время измеренг
меняют вес грузов Р или их массу т и для каждо]
груза определяют частоту вращения ротора N (в об/с
Минимальная продолжительность замера составляв
2—2,5 с, каждый опыт состоит из 30—40 замеров, пр
водимых несколько раз с постепенным увеличением
уменьшением массы грузов. Одновременно строят ре
граммы N(m). Затем прибор разбирают для мытья
определения высоты продукта по оставленным им сл
дам на роторе. После этого определяют констант
опыта. У «Реотеста» высота продукта всегда постоя:
на, во время опыта меняют не крутящий момент,
частоту вращения ротора. Прибор дает показание н
пряжения сдвига 0 (в Па) на внутреннем цилиндре
единицах измерительной шкалы (а):
0 = аг,	(II—3
где z — константа цилиндра, Па на ед. шкалы (табл. 7).
Для проверки динамометра его следует системат]
чески тарировать. В качестве тарировочного приспосо(
ления можно использовать верхнюю крышку вискоз]
метра РВ-8 с двумя блоками и вывернутым измер]
тельным инструментом. На ротор наворачивается нит
которая перекинута через блоки; к концам нити подв'
шены чашки, на них устанавливают грузы разно
74

Таблица 7
Измеритель¬
ный цилиндр
Соотношения
радиусов
цилиндров
Константы
Па/ед.
область I
цилиндров,
шкалы
область II
Пределы измерения
градиента скоро¬
сти
Si
0,98
1,19
5,92
1,5—1310
Sa
0,94
1,23
6,16
0,5—437
S3
0,81
1,69
8,45
1/6—146
я
0,81
5,89
29,29
1/6—146
п р имечание. Константы цилиндров для приборов различных выпусков
неодинаковы.
массы. Показания шкалы прибора снимают при крутя¬
щих моментах в статическом и динамическом состоя¬
нии, т. е. при наматывании нити на ротор. (Обычно
статическая и динамическая тарировки дают одинако¬
вые показания.) Тарировка позволит представить и
вычислить вязкость по величинам консистентных пере¬
менных, а также построить кривую течения (реограм-
му) в виде функции: градиент скорости — напряжение
сдвига (крутящий момент).
Методика расчета реологических характеристик име¬
ет специфические особенности для каждой из двух ос¬
новных областей состояния структуры продукта.
В области неразрушенной структуры определяют
модули упругости, наибольшую вязкость и характер
развития деформаций. Измерения начинают после тик-
сотропного восстановления структуры. Величины де¬
формаций отсчитывают по отклонению стрелки с по¬
мощью микроскопа или специальной лупы. Опыт про¬
водят при небольших сдвигающих усилиях, меньших,
чем предельное напряжение сдвига, с интервалом запи¬
си деформаций 10—20 с.
При переходе к области лавинного разрушения
структуры определяют статическое и динамическое пре¬
дельные напряжения сдвига, пластическую вязкость и
зависимость эффективной вязкости от градиента ско¬
рости (скорости) или напряжения сдвига, пользуясь
реограммами. Обсчет проводят по равновесной кривой,
проходящей около всех точек. Вращение ротора вызы-
75

рает появление внутренних напряжений в продукте, ко¬
торый находится между ротором и стаканом. Эти каса¬
тельные напряжения пропорциональны сдвигающим
усилиям, поэтому графическую и математическую об¬
работку опытов можно проводить в консистентных пе¬
ременных е(0) по приведенным выше уравнениям или
пользуясь первичными зависимостями N(m), N(M),
yV(P), полученными непосредственно из опыта.
Модули упругости при сдвиге G (в Па) определя¬
ет по закону Гука и графическим зависимостям отно¬
сительной деформации от времени действия постоянно¬
го напряжения:
0 = eG
ПЛИ
0 “ ~ф ■	с-35»
где	0—напряжение сдвига, Па;
е — относительная деформация продукта;
J Яв_ .
8	Д R	' I ’
6 — отклонение стрелки прибора, м;
AR = R«—Rв—толщина слоя продукта между стаканом и рото¬
ром, м;
Rв, Ru—радиусы ротора и стакана соответственно;
I — длина стрелки, м;
е/0 — относительная деформация, приведенная к еди¬
нице напряжения сдвига, 1/Па.
Наибольшую эффективную вязкость Цц (в Па-с),
соответствующую началу пластично-вязкого течения,
находят по уравнению Ньютона:
0
11(3 “ Де/Ат ’
Или
= (П-36)
где Ат — интервал времени, с;
Де/Ат — скорость деформации для прямолинейного участка кри¬
вой или аппроксимированного к прямой криволинейно¬
го участка с небольшой выпуклостью.
Расчет ньютоновской, или эффективной, вязкости
у]эф (в Па-с) для любого напряжения можно проводить
76

по формуле (И—36), но при большом количестве экс¬
периментов удобнее пользоваться зависимостью, пред¬
ложенной М. П. Воларовичем:
Г1эф -K-J ,	(II—37)
где К — постоянная прибора;
N — частота вращения ротора вискозиметра, с-1;
т. — масса вращающих ротор грузов, кг (за вычетом величи¬
ны, компенсирующей трение в подшипниках).
Кроме перечисленных реологических свойств твер¬
дообразные системы характеризуются пластической
вязкостью и предельным напряжением сдвига. Эти ве¬
личины рассчитывают по интегральным реологическим
зависимостям для разрушенных и неразрушенных
структур. Следует особо подчеркнуть, что в области на¬
пряжений, превышающих предельное напряжение сдви¬
га, в зависимости от математической модели, характе¬
ризующей тело, могут существовать различные реоло¬
гические константы. В настоящее время наиболее под¬
робно разработаны методы расчета реологических ха¬
рактеристик продуктов, деформационное поведение
которых описывается моделью Шведова — Бингама.
Ниже приведены основные расчетные зависимости для
вычисления реологических характеристик по вискози-
метрическим данным, полученным на вискозиметре
РВ-8. Эти зависимости можно легко видоизменить при¬
менительно к вискозиметрам других типов.
При вычислении реологических свойств возможны
два случая [45]:
1. Сдвиг распространяется на всю толщину кольца,
когда масса сдвигающей нагрузки то, при которой ро¬
тор начинает вращаться, больше массы т'= KtQ
при которой сдвиг распространяется на всю толщину
кольца. Тогда пластическую вязкость т( (в Па-с) вы¬
числяют по формуле
г) = y (Кт-К2%),	(II-38)
где Оо=КоЩ—предельное напряжение сдвига, Па;
К, Ко, Ки К2 — постоянные прибора, имеющие размерности со¬
ответственно: м_1-с-2; м_1-с-2; м-с2; 1;
т—масса грузов, вращающих ротор, кг.
77

2. Сдвиг не распространяется на всю толщину кол
ца, когда то^т'. Тогда
где величина— ( —■—1—1п— (обозначена функциональной г
4я \т0	т0J
т.
висимостью F(—); величина ее дана в табл. 8.
Таблица 8
т
т„
'UJ
т
т„
'(—)
V т0 1
т
ш0
'1 ” )
\ то I
1,1
0,00037
2,1
0,02849
3,1
0,07706
1,2
0,00140
2,2
0,03276
3,2
0,08249
1,3
0,00299
2,3
0,03716
3,3
0,08801
1,4
0,00505
2,4
0,04174
3,4
0,09358
1,5
0,00752
2,5
0,04644
3,5
0,09923
1,6
0,01034
2,6
0,05139
3,6
0,10494
1,7
0,01348
2,7
0,05623
3,7
0,11072
1,8
0,01688
2,8
0,06131
3,8
0,11656
1,9
0,02054
2,9
0,06645
3,9
0,12245
2,0
0,02441
3,0
0,07173
4,0
0,12839
При вычислениях по формулам (II—38), (II—31
значения величин удобнее брать непосредственно г
кривой N(m), которую в процессе расчета коррект
руют. В окончательном виде кривая должна плав!
проходить около всех опытных точек. При этом кол
чество точек с каждой стороны кривой должно бьг
примерно одинаковым, или, что более точно, сумма ц
ложительных и отрицательных отклонений должь
быть равна нулю (по среднеарифметическому методу
Постоянные в приведенных уравнениях определяк
по зависимостям, в которые входит поправка на сфер]
ческий торец ротора:
78

к =
RmiiS
8я2
Rj Rl
Rl-Rl
<Rl
Rl-Rl
Kn
RmvM
2л Rl (h + nRB/4)
(II—40)
К, = 2nR2tth/(RUIKgy, К.г - 2,303 lg (Ru/RB)/2n,
где йш„- радиус шкива (/?Ши = 0,02235 м);
g — ускорение силы тяжести (g=9,81 м/с2);
RH — внутренний радиус стакана (RK — 0,019 м):
Rm — радиус ротора (/?в = 0,01605 м);
h — глубина погружения ротора в продукт, м.
В скобках даны геометрические размеры вискози¬
метра РВ-8; для различных выпусков прибора возмож¬
ны некоторые колебания размеров.
Эти константы можно легко вывести из полученных
ранее уравнений (II—27) и (II—28) для крутящих
моментов и уравнения (II—23) для напряжений сдви¬
га. Для комбинированных измерительных поверхностей,
например для полусфероцилиндрической, вязкостную
константу К можно считать по цилиндрической по¬
верхности;
RwKg — ,	(II-41)
К-
8я2 ■
< К
Rl-Rl
■up
где приведенная длина /гпр = h + /гэкв и
Rb Rh	^	Rb	~f~	Rq
~	3
Ка
3l
Rh
+
Jk
Rb
(11—41»)
При соотношении радиусов 0,7 и более общая ошиб¬
ка при определении константы по приближенному зна¬
чению эквивалентной длины не превышает 0,5%. Если
ее вычислять по константе напряжения сдвига, то
ошибка не превышает 1—2%.
Следует отметить, что в формулах (II—38) и
(II—40) имеется несогласованность. Первая ошибка
79

обусловлена тем, что при выводе константы напряже¬
ния сдвига действительная криволинейная эпюра на¬
пряжений по высоте полусферы заменена эквивалент¬
ной прямолинейной; для приведенных размеров виско¬
зиметра эта ошибка составляет около 1%:	вторая —
тем, что вязкость, определяемую по уравнению
(II—37), рассчитывают по градиенту скорости, входя¬
щему в уравнения (II—27) и (II—28), а вязкость, оп¬
ределяемую по уравнению (II—38)—по логарифмиче¬
скому градиенту [см. уравнение (II—6)]. По-видимому,
будет более оправданно, если формулу (II—38) для
прямолинейного участка реограммы заменить зависи¬
мостью, вытекающей из уравнения Шведова — Бин¬
гама:
т — т„
lN ,	(II	42)
где /По—масса, отсекаемая на оси абсцисс при экстраполяции
к ней прямолинейного участка реограммы, кг.
Константу К следует считать по уравнению (II—40)
или, с ошибкой, не превышающей 2%, по формуле
(II—41), где эквивалентная длина для полусферы бу-
л ^
дет . Решать эти вопросы целесообразно с учетом
экспериментальных данных.
Предельное напряжение сдвига 0о (в Па) опреде¬
ляют по выражению
0„ = К0т0,	(II-43)
где то — масса нагрузки (в кг), при которой ротор начинает
вращаться; для расчета эту величину определяют гра¬
фически как отрезок от нуля до точки пересечения
кривой N (т) с осью абсцисс.
Текущее значение напряжения сдвига для каждого
измерения вычисляют по аналогичной зависимости
0 = К0т.	(II—43а)
Для вискозиметра «Реотест» вращающий момент
М = к* а,
где К* — константа торзиона (К* определяют тарировкой);
а — угол закручивания по шкале прибора.
Предельное напряжение сдвига определяют по фор¬
муле (II—26), градиент скорости — по уравнению
(II—30), эффективную, или ньютоновскую, вязкость —
80

по уравнению (II—27). Высота продукта в приборе
постоянна и определяется высотой ротора. При этом
константы, полученные для вискозиметра РВ-8, можно
легко использовать для вычисления характеристик по
экспериментальным данным, полученным на «Реоте-
сте», если учесть, что у «Реотеста» вращающий мо¬
мент М, а у вискозиметра РВ-8 M = mgRmK. Поправка
на сферический торец не вводится [второй член в зна¬
менателе зависимостей (II—40)], если ротор имеет
воздушную подушку. При другой форме торца поправ¬
ки можно ввести, исходя из изложенных выше сооб¬
ражений [см., например, (И—22), (II—25)].
Результаты первичной обработки экспериментов по
определению эффективной вязкости можно представить
формулой (I—40):
когда вид зависимости для определения градиента ско¬
рости неизвестен. Последняя формула представляет
собой наиболее общий случай. Далее, пользуясь той
или иной зависимостью, можно вычислить градиент
скорости и определить эффективную вязкость при еди¬
ничном его значении.
В качестве примера ниже приведены преобразова¬
ния, выполненные для вискозиметра РВ-8, который
имеет размеры, показанные в пояснении к формулам
(II—40). По формуле (II—30) с учетом уравнения
(II—3) найдем
где 434 представляет собой коэффициент а в формуле (II—7).
Для Ei = 1 из предыдущего соотношения найдем
=0,0023 м/с, причем е1 = аа)'. Перепишем уравне¬
ние (II—44) в следующем виде:
(II—44)
w
8 = 43, SN = 43,8	=	434	w
2я RB
Цэф = В
(
W,
W
W-
W,
т
81

где W\—l м/с; e=aw.
Таким образом, эффективная вязкость при едини1
ном значении градиента скорости для рассматрива*
мого примера имеет следующее значение:
Если градиент скорости вычислен по какой-либ
другой зависимости, например по уравнению (II—4
то а = 340 и ку! = 0,00295 м/с; арифметические вычисли
ния выполняются аналогично.
Приведенные преобразования показывают роль вид
зависимости для определения градиента скорости. Эт]
ми причинами, вероятно, обусловлено мнение о несопс
ставимости данных ротационной и капиллярной виске
зиметрии, т. е. градиент скорости и другие реологич!
ские характеристики вычисляли для различных услови
и моделей течения.
Методика обобщения экспериментальных данны
полученных с помощью коаксиально-цилиндрически
вискозиметров по течению степенной жидкости, имее
свою специфику. В этом случае уравнение (II—13а
можно представить в более простой форме, учитыва:
что Q — 2nN:
напряжение сдвига в общем виде
—т
/0,0023\-т
в\~г)
(II—45
М
0 =
(II—4
для вискозиметра РВ-8
gRniK	т
(II—4
2я hnp
правая часть уравнения (II—13а)

Рис. 9. График для определе¬
ния функции течения в рота¬
ционных коаксиально-цилинд¬
рических вискозиметрах в за¬
висимости от индекса течения
при различных отношениях
радиусов роторов:
/ — 0,50; 2 — 0,675; 3 — 0,81; / — 0,85;
5 — 0,94; 6 — 0,98.
Рис. 10. График для определе¬
ния функции течения в рота¬
ционных коаксиально-сфериче¬
ских вискозиметрах в зависи¬
мости от индекса течения при
различных отношениях радиу¬
сов роторов:
/ — 0,50; 2 — 0,675 ; 3 — 0,81; /—0,85;
5 — 0,94; 6 — 0,98.
тогда	0	=	B*Nn
или для вискозиметра РВ-8
0
Ка
■■ tri = BmNn ,
(II—49)
(II—49а)
где В* = В0 е[
1— п
4я
Rb \2'п'
Ri
Ко — константа прибора; вычисляется по формуле (II—40).
Примечание. Индекс, отличающий коэффициенты В и градиенты
скорости степенной жидкости от ньютоновской, условно опущен.
Уравнение (II—49)	решают графо-аналитически.
При этом определяют коэффициенты В* и п в лога¬
рифмических шкалах. Затем вычисляют В* по фор¬
муле
83

представляет собой выражение в фигурной скобке
в степени п.
Для сокращения времени расчетов эта функция
представлена на рис. 9. Если постоянно пользоваться
одними и теми же измерительными цилиндрами, то на
графике будет одна линия.
Для коаксиально-сферического или полусфериче¬
ского вискозиметра при исследовании течения степен¬
ной жидкости с учетом уравнения (II—28а) по анало¬
гии с предыдущим имеем
зиметра;
М
0 =	—— напряжение сдвига для сферического вискози-
я
метра;
Впс и п — определяются графо-аналитнчески.
Тогда действительное, инвариантное, значение эф¬
фективной вязкости по формуле (II—28а) для единич¬
ного значения градиента скорости можно вычислить по
уравнению
декса течения и отношения радиусов сфер, при¬
веденную на рнс. 10;
einc = l —единичное значение градиента скорости.
При постоянных расчетах полученные выше зави¬
симости удобнее привести к виду уравнения (II—37).
0 = BncNn,
(II-51)
2 М
12я
п
1 —
(II—52)
где	)	представляет	собой	функцию	гамма-функции,	ин-
Rh

ис. 11. Графики для опреде-
ения функций течения при
асчете эквивалентной длины
а) и вязкостной константы
5) в коаксиальных полусфе-
оцилиндрических вискозимет-
ах в зависимости от индекса
гчеиия при различных отно-
[ениях радиусов роторов:
— 0,50; 2 — 0,675; 3 — 0,81; 4 — 0,85;
— 0,94; 6 — 0,98.
1рименительно к коаксиальному полусфероцилиндри-
ескому вискозиметру
— — v' mgRшк	—
N ~	N	~ Лет N
if'	If'	ь^шк	„	,,,	Ml
Цэф — Кст — Кст дг — ст д, .	(И	53)
де	К	ст—	константа	вискозиметра	для степенной жидкости,
м-3;
M = mgRши —вращающий момент, Н-м;
N — частота вращения ротора, об/с;
(ст = К'т£Яшк — константа вискозиметра с падающими грузами
(типа вискозиметра РВ-8) для степенной жидко¬
сти, М^-С"2.
Приведенная длина ротора hnv складывается из
1лины цилиндрической части, контактирующей с про¬
дуктом, h и эквивалентной длины hsкв, которая пред-
тавляет собой цилиндрическую поверхность, причем
юмент сопротивления вращению на ней равен момен-
у сопротивления вращению полусферической поверх-
юсти:
f RB
- 1 ■ (H-t
/
85
^пр — ^ ~Ь ^экв — ^ + А fz [ П’ g )■	34)

Функция течения определяется по зависимости
которая для удобства вычислений приведена i
рис. 11, а.
Вязкостную константу вискозиметра вычисляют :
уравнению
При индексе течения, равном единице, формулы (II—5;
(II—56) принимают вид уравнений (II—37) — (II—40).
Таким образом, кратко обобщая изложенное выше, мож
рекомендовать следующую последовательность вычислений.
1. Одновременно с проведением измерений строить графики
осях координат напряжение сдвига — градиент скорости или
пропорциональных им осях, например tn(N)\
2. Определить высоту цилиндрической части ротора, на коi
рой он контактировал с продуктом, и по формулам (II—4(
(II—43а), (II—46), (II—47) для каждого измерения по приведе
иой длине рассчитать значения напряжений сдвига;
3. По формуле (II—49) построить графики в логарифмическ
шкалах и определить вязкостный коэффициент и индекс теченг
они не зависят от выбранной модели тела. Эту операцию мож
выполнить на ЭВМ с использованием метода наименьших ква
ратов, если точки хорошо располагаются вдоль прямой линн
4. Определить приведенную длину по уравнениям (II—•5‘
(II—55) и рис. 11, а. Определить вязкостную константу
(II—56) и по рис. 11,6, имея в виду, что при изменении индек
течения она также изменяется. Для ньютоновской жидкости ко
станты прибора вычислить по зависимостям (II—40);
5. Вычислить эффективную вязкость для каждого измерен]
по формуле (II—53) для неньютоновской степенной жидкости и.
по уравнению (II—37) для квазиньютоновской жидкости.
6. Аналогично рассчитать градиенты скорости по уравненг
(И—13,6) или уравнению (II—30);
7. Построить зависимость эффективной вязкости от градиен1
скорости:
h я. — j
С
/	АВ	\
V ’ Rн )
3[i + (flB/flH)1/fl] 1
1 + (Rb/^h)17'1 + (RB/RHfln J
(II-!
приведены на рис. 11,6).
86

для степенной жидкости — по формулам (II—53) и (II—136),
при этом исходная зависимость (I—39) принимает вид
^=^ст8--,	(II-57)
где индекс «ст» показывает отношение формулы к степенной
жидкости;
для квазиньютоновской жидкости — по формулам (II—37) и
(II—30), при этом расчетная зависимость имеет вид уравнения
(1—39). Кроме того, можно построить зависимости (II—44), имея
в виду, что вязкостные константы в уравнениях (I—39) и (II—44)
связаны соотношением (II—45);
8.	Вязкостные константы, определенные в п. 7, уже найдены
в п. 3 по формулам (II—46)—(II—50), однако такой метод вы¬
числения (по п. 3) может давать более существенную ошибку по
сравнению с методикой п. 7, особенно при малых значениях ин¬
декса течения (0,1—-0,3) и при аппроксимации экспериментальных
точек в логарифмических шкалах несколькими прямыми. Далее в
зависимости от важности для дальнейшего использования реоло¬
гических параметров в той или иной зоне течения их расчет сле¬
дует проводить по прямой, аппроксимирующей соответствующие
экспериментальные точки.
В заключение необходимо отметить, что прежде чем
выбрать ту или иную методику расчета и обобщения
результатов экспериментальных исследований, следует
для данного вида и состояния продукта провести обоб¬
щения различными способами для 5—10 опытов. Если
при нагрузке и разгрузке образуются петли гистерези¬
са, то зависимости эффективной вязкости могут иметь
различные единичную вязкость и темп разрушения
структуры.
Порядок расчета реологических характеристик для
других форм рабочих поверхностей вискозиметров
принцициально не отличается.
Пластическую вязкость и предельное напряжение
сдвига для бингамовского тела рассчитывают по урав¬
нениям (II—38) — (II—43а). При этом следует иметь в
виду, что точки для вычислений необходимо брать не¬
посредственно с кривой (вычислять по точкам кривой,
а не по экспериментальным). В процессе вычисления,
если величины пластической вязкости получаются не¬
одинаковыми, следует немного изменять ход кривой,
особенно при малых числах оборотов. Если величины
пластической вязкости получаются увеличивающимися
или, наоборот, уменьшающимися, следует немного из¬
менить величину предельного напряжения сдвига (от¬
резка, отсекаемого кривой на оси абсцисс). Корректи¬
87

ровку кривой можно осуществить в пределах экспери
ментальных точек так, чтобы кривая не проходила вда
ли от них.
Капиллярные вискозиметры
Принципиальные схемы капиллярных вискозимег
ров для ньютоновских и неныотоновских продукте]
показаны на рис. 12. Общим для всех приборов этоп
типа является наличие капилляра, устройства для из
мерения расхода или объема жидкости и системы
обеспечивающей создание гидростатического давления
В качестве капилляра можно использовать трубк;
диаметром от долей до 2—3 мм для измерения вязкост]
ньютоновских и не очень вязких неньютоновских жид
костей. Получаемые результаты, как правило, инвари
антны, т. е. не зависят ит диаметра трубки. Для высо
ковязких неньютоновских жидкостей и пластично
вязких систем диаметр «капилляра» может достигат
нескольких десятков миллиметров, а результаты измс
рений часто зависят от диаметра, т. е. не инвариантнь
В двух названных случаях диаметр капилляра, конеч
но, входит в теоретически полученные формулы дл
соответствующих моделей тел. Однако в случае двн
жения по трубкам пластично-вязких тел модель теч£
ния может зависеть от диаметра, т. е. при разных дие
метрах один и тот же продукт имеет разные модел
течения, что учесть довольно сложно.
Наиболее простые, традиционные и вместе с те
универсальные капиллярные виокозиметры Оствальд
(рис. 12, а) и Уббелоде (рис. 12, б) имеют капилляр
два полых шарика для жидкости. Движущая сила прс
цесса истечения — перепад давлений — в вискозиметр
Оствальда обусловлена разностью высот жидкости,
вискозиметре Уббелоде — вакуумом или давлением
одном колене трубки. При измерениях приборы обычн
помещают в водяную баню.
Вискозиметр Азарова и др. (рис. 12, в) предназн;
чен для измерения вязкости высоковязких и пластичн<
вязких продуктов. Давление истечения создается сж;
тым воздухом в цилиндре с продуктом, а расчетное да]
ление измеряется специальным датчиком, установле]
ным на капилляре. Масса протекающего продукта н

прерывно регистрируется с помощью тензометрической
балки. Цилиндр с продуктом и капилляр снабжены во¬
дяной рубашкой.
Вискозиметр Горбатова, Сухановой и др. (рис. 12, г)
встраивается в технологический трубопровод, транспор¬
тирующий пластично-вязкие или высоковязкие продук¬
ты. При прохождении продукта через капилляр за счет
сил внутреннего трения — напряжения на стенке трубы —
происходит его осевое смещение, которое регистрирует¬
ся датчиком перемещений и записывается прибором.
Внутренняя сила, вызывающая перемещение, компенси¬
руется пружинами или сильфонами, которые могут иметь
разную жесткость. Для периодического удаления жиро¬
вой пленки предусмотрен электрообогрев капилляра.
Вискозиметр постоянного давления Виноградова
и др. (рис. 12, д) обеспечивает протекание жидкости по
капилляру при постоянном давлении, создаваемом бу¬
ферной жидкостью, отделенной от исследуемого продук¬
та упругой мембраной. Продукт в капилляр подается
из цилиндра с поршнем, который может иметь электро¬
привод.
Вискозиметр, работающий по принципу «моста» [113],
может быть соединен с магистральным трубопроводом
для продукта последовательно или параллельно
(рис. 12, е). При протекании продукта через трубки
возникает перепад давлений (небаланс моста). Если ме¬
няются пластично-вязкие свойства, то изменяется пере¬
пад давлений, который регистрируется прибором. При
наличии обратной связи этот прибор, так же как и
прибор на рис. 12, г, может регулировать консистенцию
продукта.
Приборы, изображенные иа рис. 12, г и 12, е, могут
быть последовательно соединены, например, с индук¬
ционным расходомером, что позволяет приложить к ним
теорию капиллярной вискозиметрии в консистентных
переменных. В приборах создаются неоднородные поля
деформаций, центральная часть потока может двигаться
как твердый стержень. Несомненны преимущества при¬
боров для исследования реологических свойств с целью
расчета движения материалов по трубам.
Теория капиллярных вискозиметров разработана до¬
вольно подробно в трудах советских и зарубежных уче¬
ных ]62, 159]. Поэтому кратко рассмотрим основные
89

Рис. 12. Принципиальные схемы капиллярных вискозиметров
для вязких жидкообразных продуктов:
а — Оствальда; б — Уббелоде: 1 — шарик для измерения объема протекаю¬
щей через капилляр жидкости; 2— капилляр; 3 — шарик для сбора жид¬
кости; для пластично-вязких (неньютоновских) продуктов; в — Азарова
и др.: I — цилиндр с продуктом; 2 — капилляр; 3 — датчик давления; 4 —
сборная емкость, установленная на тензометрической балке; 5 — водяные
(термостатирующие) рубашки; г — устройство для определения структурно¬
механических свойств вязкопластичных материалов при их измельчении:
1 — магистральный трубопровод; 2—подвижной «капилляр»; 3 — упругие
элементы (сильфоиы, пружины); 4 — индукционный датчик перемещения
«капилляра» с регистрирующим прибором; 5 — импульсный подогреватель
для удаления жировой пленки; д — Виноградова и др.: 1 — цилиндр с
поршнем для продукта; 2 — капилляр; 3 — мембрана; 4 — буферная жид¬
кость для измерения перепада давления; в — мостового вискозиметра:
1 — магистральный трубопровод; 2, 3 — капилляры — плечи моста с раз¬
личными диаметрами; 4 — датчики давления.
зависимости, необходимые как для научно обоснован¬
ной разработки методики экспериментов, так и для
обобщения экспериментальных данных.
Теория капиллярной вискозиметрии основывается на
том, что поток в приборе ламинарный, скольжение на
стенке отсутствует, скорость сдвига в точке зависит от
нагружения в той же точке. Попутно следует отметить,
что в некоторых случаях возможно проскальзывание,
что неоднократно отмечалось многими исследователями
[59, 62]. Однако достаточно надежных способов учета
этого явления до сих пор не разработано. Условие рав¬
номерного прямолинейного движения выделенного в
жидкости цилиндра радиусом г и длиной I, определяет¬
ся равенством движущей силы — силы давления, прило¬
женной к его торцам:
где р — перепад давлений на торцах цилиндра,
силе вязкого сопротивления, приложенной к его бо¬
ковой поверхности:
откуда напряжение на боковой поверхности выделенно¬
го цилиндра
Из уравнения (II—58) видно, что напряжение на оси
трубки равно нулю, а на ее стенке 0С при радиусе R или
диаметре d—наибольшее:
ряг2,
2я rlQ,
(И—58)
_ pR pd
с~ 21 ~ М ‘
(II—59)
91

Тогда
„ т
R •	^-б°
Представим истинный градиент скорости
ди (г)
дг
где и(г)—скорость слоя радиусом г, в виде функцш
напряжения сдвига е(0):
ди (г)
дг
= е(0),
где знак «минус» показывает, что скорость с увеличе
нием радиуса уменьшается. Интегрирование в предела:
от г до R дает
R
— [u(R) — и (г)] = J е (0) dr.
Поскольку проскальзывание отсутствует, то u(R) =
= 0. Расход жидкости dV0 через элементарный ело!
dr определяется выражением
dVz = 2кги (г) dr.
Подставляя вместо скорости слоя ее значение и ин
тегрируя по частям, получаем расход жидкости во все:
трубе
R
yc = Jlj г2е (0) dr.
0	R
Из формулы (II—60) получаем г = R\ dr = dQ
0С	00
Тогда последнее выражение легко представить в са
мом общем виде по аналогии с уравнением (II—16)
ес
4Vc 4
»/? (1М1
°с О
о
Для ньютоновской ЖИДКОСТИ е (0) = ■
•о
Элементарное интегрирование уравнения (II—6Г
позволяет получить уравнение Пуазейля:
4VC 0С	„	4VC	32VC

Имея в виду, что расход Vc (в м3/с) и среднеобъ¬
емная скорость w (в м/с) связаны соотношением
V	nd2
= — = kR2w = ш,	(II—63)
Т	4
где т—продолжительность протекания объема жидкости V,
получаем
4 w	8 w
0c = ri—==ri— .	(II-64)
В этих выражениях по аналогии с законом вязкого
сопротивления Ньютона
pR pd
0С =	—	консистентная	переменная	—	«напряже¬
ние сдвига»,
32ПС	8ш
е =	-=	—	консистентная	переменная — «градиент
nds	d
скорости».
Применительно к теории капиллярной вискозимет¬
рии уравнение Пуазейля (II—62) можно записать в
следующем виде:
Ц =	(ц_65)
1	128W	1
При интегрировании общего уравнения (II—61) для
степенной жидкости (II—17а) имеем
«'с	4	(?0a/__e_y/«d0:	4п	!	ес	\1/«
0с {	\В*ав\~п )	3«	+ 1 у В* г\~п
(II—66)
Далее эту исходную зависимость можно представить
в нескольких вариантах: решить относительно расхода,
напряжения или перепада давления. Для теории капил¬
лярной вискозиметрии представим уравнение (II—66)
в консистентных переменных:
» • / Зп + 1 V» / 8ш \ п
0с = 5оИ (—Т—) I  	1,	(п“67)
или
4п ' ' еД
0С = /4,е",	(II-68)
где
. о* • / 3/1+ 1
— £>о	( — 	 —	напряжение	сдвига	на	стенке	трубы
4п
93

при единичном значении относительно¬
го среднего градиента скорости, Па;
•   8 w
6* — -—— относительный средний градиент скоро-
сти (консистентная переменная);
„ _ d[lg (pd/4l)]
п — 	—	индекс	течения;	если	в	логарифмиче-
d[lg(8tw/e3d)]
ских шкалах экспериментальная кривая
линия спрямляется, то он равен отно¬
шению логарифмов.
Зная консистентные переменные из экспериментов,
отложив экспериментальные точки в логарифмических
шкалах и проведя прямую линию, по формуле (II—68)
легко определить А, и п, а далее вычислить вязкость
где
К - 'Vr' ( ^4'(: ) У = А е-> ft (п),	(II-69)
fi(n) — ^	j	^	—функция индекса течения (она для об¬
легчения расчетов построена на
рис. 13, а).
В частном случае для ньютоновской жидкости при
индексе течения, равном единице, формулы (II—67) и
(II—69) превращаются в уравнение Пуазейля (II—62).
Уравнение (II—67) можно представить так же, как
напряжение сдвига на стенке в зависимости от истин¬
ного относительного градиента скорости:
Зя + 1 8га
— ,	(II-70)
4п м
т. е. в виде
0с = (ВоеО 8*ист *	(П	70а)
Для облегчения расчетов на рис. 13, б построена
функция
.3/1+1 8га \ п
/б (я. е) = ( —-f- ■—) .	(II	706)
e,d
Индекс течения в дифференциальном уравнении те¬
чения и в консистентных переменных, если в логариф¬
мических шкалах получается прямая линия, одинаков.
В общем случае [155, 159] для двух названных уравне-
94

Рис. 13. Графики для определения функций течения в капиллярных
вискозиметрах:
а _ функция индекса течения по формуле (II—69); б —функция индекса те¬
чения и среднего градиента скорости по формуле (II—706) в зависимости от
числовых значений градиента скорости при различных индексах течения:
1—l(i соответствуют индексам течения 0,1; 0,2; 0,3; 0,4; 0,5; 0,о; 0,7; О.о.
0,9; 1,0.
ний индекс течения может отличаться. Тогда по фор¬
муле (II—68) будет определен п' и затем истинный гра¬
диент скорости на стенке:
/ ди ^	3п’	-f- I 8И1
\ дг /ст 4n' d
В дифференциальное уравнение (II—17) 0 = В*
95

Рис. 14. Стенды для измерения вязкости:
а — при различных температурах: 1 — вискозиметр; 2 — сосуд для термостати-
рующей жидкости; 3 — ультратермостат; 6 — при различных напряжениях
сдвига: I — воздушный насос; 2 — бутыль-моностат; — жидкостный манометр;
4 -- ловушка для жидкости; 5 — трубка к вискозиметру.
входит истинныи индекс течения п, который со средним
связан следующими соотношениями:
д (1п 0С)
Г / Зп' 4- 1 8w \
г).
дп'
ъп’ +1 д (in ес)
или
1
 + 	5	—	■	(II—71)
п'	Э(1п0с)
Вопрос о равенстве индексов течения или примене¬
ния того или иного его значения решается эксперимен¬
тально. При постоянных индексах течения кривые те¬
чения имеют одинаковую форму, но будут раздвинуты
по оси градиентов скорости пропорционально значению
(Зм+1)/4 п.
Методики измерения сдвиговых свойств для боль¬
шинства приборов этого типа подобны.
Стенд для измерения вязкости (рис. 14, а) состоит
из вискозиметра, помещенного в открытый или герме¬
тичный сосуд, и ультратермостата. Термостатирование
исследуемой жидкости в приборе занимает 10—30 мин,
что определяется ее объемом. За это время темпера¬
тура достигает температуры жидкости из термостата
и восстанавливается структура, т. е. создаются условия,
идентичные предыдущему измерению. При кратковре¬
менном термостатировании температурные ошибки да-
96

ют существенные отклоне- lg&-w7)
ния вязкости от истинных '
ее значений.	j
При измерениях виско¬
зиметрами типа Уббелоде
необходимо с одной сторо-,	^
ны капилляра создавать
давление или вакуум. Для
этого используют установку	^
(рис. 14, б), состоящую из
воздушного насоса, который
может работать как коми-	q
рессор или вакуум-насосу
бутыли-моностата объемом
8—10 л с пробкой; U-образ-
//
1/
7
0,5	г,о
(в м) при относительной
ошибке измерения, не превы¬
шающей:
1 — 0,1%; 2-0,5%; 3 - 1%.
Рис. 15.Диаграмма для опре¬
деления максимально допусти-
ного жидкостного маномет-; мого диаметра капилляра
ра или микроманометра;
сосуда, который является
ловушкой жидкости, выбра¬
сываемой из манометра, и
трехходового крана для регулирования подачи воздуха.
Перед началом измерения давление во всех емкостях
должно быть выравнено. Избыточное давление при,
течении жидкости по капилляру создает возможность
турбулизации потока, поэтому проверку на ламинар-
ность по критерию Рейнольдса следует провести осо¬
бенно тщательно.
Общими условиями в методике работы на всех при¬
борах являются компоновка стенда и строгая горизон¬
тальная или вертикальная установка прибора; заполне¬
ние сухого тщательно промытого прибора исследуемым
продуктом и его термостатирование при выбранной тем¬
пературе; измерение времени истечения определенного
объема, которое обусловлено вязкостью и разностью
высот или гидростатических давлений. Перед рабочими
измерениями приборы тарируют по эталонной жидко¬
сти— дистиллированной воде, сахарному раствору или
касторовому маслу. У абсолютных приборов, не требу¬
ющих тарировки, константы определяют по размерам
рабочих органов в соответствии с уравнением Пуазейля
(II—62), (II—65).
При вычислении констант прибора по уравнению
Пуазейля следует иметь в виду, что геометрические
4 Зак. 1921)
97

измерения необходимо проводить с чрезвычайно высо
кой точностью. Если капилляр имеет диаметр 0,001 л
(1 мм) и измерен с точностью до 0,0001 м (0,1 мм), т<
относительная ошибка при измерениях достигает 40%
Поэтому капиллярные вискозиметры предпочтительне<
тарировать по эталонной жидкости. При большом диа
метре капилляра, например в приборах для измеренш
свойств пластично-вязких тел, относительные ошибш
измерения значительно меньше.
Для определения полной относительной ошибки из
мерения вязкости жидкообразных продуктов в связ!
с размерами капилляра на рис. 15 приведена диаграм
ма Г. Барра [И]. Она построена для оптимальной дли
ны капилляра 0,1 м и среднего напора, т. е. разност!
высот жидкости в двух резервуарах 0,05 м. Если сред
ний напор удваивается, т. е. равен длине капилляра, тс
линии переносятся параллельно вверх на 0,15 единиць
шкалы по оси ординат. Для пользования графишь
определяют ожидаемые диапазоны изменения вязкост!
и плотности, находят логарифм их отношения; точк;
пересечения горизонтали с линией выбранной ошибке
дает на оси абсцисс максимально допустимый диамет}
капилляра для этих условий. Область левее наклонно!
линии имеет меньшие, а правее — большие ошибки, чел
указано на самой линии. Графики применимы такж<
при определении пригодности имеющегося вискозиметре
для данных измерений. В этом случае построение начи
нают с оси абсцисс. Диаграмма учитывает необходи
мость создания ламинарного режима и влияние кине
тической энергии струи на показания прибора.
Чрезмерное уменьшение диаметра капилляра npi
наличии двойного электрического слоя у стенки, ка!
аналитически доказал С. Е. Харин [181], ведет к ограни
чению действия закона Пуазейля. Он теряет свое зна
чение при наличии двойного электрического слоя <
дзета-потенциалом в 50 мВ, если капилляр имеет ра
диус порядка коллоидных частиц.
У абсолютных приборов капилляр тщательно прове
ряют на эллипсность сечения, конусность и гофриро
ванность по длине. Для этого заполняют его ртутью i
рассматривают под микроскопом или проектором, одно
временно определяя диаметр. Объемно-массовым спо
собом при известной длине капилляра можно вычислит!
98

его диаметр по объему ртути. Для относительных при¬
боров возможные погрешности такого рода автоматиче¬
ски учитываются при тарировке. Температурные изме¬
нения объема и плотности жидкости в вискозиметре
сказываются на результатах измерения. Поэтому виско¬
зиметр заполняют всегда одинаковым объемом при од¬
ной и той же температуре жидкости.
Измерения свойств пластично-вязких продуктов
принципиально не отличаются от описанных выше, хотя
имеются некоторые особенности, которые устанавлива¬
ют конструкцией прибора.
Для наиболее распространенных приборов методи¬
ка определения реологических характеристик кратко
изложена ниже.
Вискозиметр Оствальда обычно используют как от¬
носительный прибор. На полной тарировочной диаграм¬
ме наносят экспериментально полученные время исте¬
чения тв и вязкость т]в воды. В расчетную формулу вяз¬
кости г] (в Па-с) жидкости, исходя из уравнения Пуа-
зейля:
входят плотность воды рв и исследуемой жидкости р,
которую определяют параллельно с вискозиметрически-
ми измерениями. Давление в уравнении Пуазейля р (в
Па), при котором жидкость протекает через капилляр,
равно давлению (вакууму) в моностате или определя¬
ется по высоте столба жидкости:
p = yh=pgh,
где у — удельный вес жидкости, Н/м3;
п—средний напор при истечении жидкости, м;
р — плотность жидкости, кг/м3;
g—ускорение силы тяжести (g = 9,81 м/с2).
С учетом этого расчетная формула имеет вид:
т1=Я,рт,	(И—72)
где Kt — водная константа прибора при температуре измерения.
4* 99

Вискозиметр Уббелоде можно использовать как от
носительный и абсолютный. В первом случае его тари
руют по эталонной жидкости; во втором в соответстви]
с уравнением Пуазейля определяют константы; их мож
но установить комплексно, исходя из данных предвари
тельной тарировки и непосредственных геометрически;
измерений. Для вычисления вязкости пользуются фор
мулой
рт
или
г] = Kpr.	(И—73)
Меняя давление истечения рв, можно построить та
рировочные реограммы 1/тв = Дрв) или е„ (Эв), которьь
позволят вычислить константы для рабочих измерений
Аналогичные графики строят для результатов измере
ний исследуемой жидкости.
Предпочтительнее вискозиметрические данные обра
батывать на графиках с консистентными переменным!
по формулам (II—68) и (II—69). При этом для ньюто
новской жидкости произведение	соответствуе
ее вязкости. При наличии аномалии вязкости можн<
определить кажущиеся или действительные значени;
предельного напряжения сдвига как отрезка, отсекае
мого реологической кривой на оси абсцисс.
Горизонтальный вискозиметр ВК-4 в работе и тари
ровке аналогичен вискозиметру Уббелоде. Он предна
значен для измерения вязкости крови и имеет две кали
брованные трубки. Измерения можно проводить npi
прямом и обратном движении жидкости в капилляре
Это очень существенно для белковых структурирован
ных жидкостей (крови, молока, бульона и др.), так ка]
позволяет избежать разрушений структурных связе]
при холостом ходе вискозиметра.
Предельное напряжение сдвига можно измерят]
прибором А. А. Симоняна. У прибора вхождени
поршня в трубу с одной стороны вызывает свободно'
* Индекс «в» относится к данным, полученным при тарировке при
бора водой или какой-либо другой жидкостью.
100

истечение продукта с другой стороны, а усилие, необ¬
ходимое для истечения, воспринимается мембраной и
определяется по ее деформации. Пластическое течение
начинается, когда усилие на поршень равно сопротив¬
лению цилиндрического слоя вдоль стенки трубы. Ус¬
тойчивость показаний прибора обеспечена достаточной
поверхностью сдвига.
В момент начала движения градиент скорости равен
нулю, тогда условие равновесия продукта в цилиндре
запишется в виде равенства сил — вдоль стенки поверх¬
ности трубы и движущей силы давления, прикладывае¬
мой к поршню [см. уравнение (II—59)]:
% = -^Р = К6.	(II-74)
где К—константа прибора, учитывающая его геометрические раз¬
меры и тарировочные показатели мембраны, Па/м;
5 — прогиб мембраны, м.
Общая ошибка измерений не превышает 10%- Сис¬
тематические ошибки зависят от точности тарировки
мембраны и ее механических характеристик; в процессе
эксплуатации прибора они могут увеличиваться. Слу¬
чайные ошибки обусловлены качеством укладки про¬
дукта в измерительную трубу и скоростью вхождения
поршня. Упругая мембрана, воспринимающая усилие
сопротивления сдвигаемой в трубке массы, требует та¬
рировки на специальном прессе для связи деформации
прогиба (по индикатору) с давлением. В результат из¬
мерения не вносятся поправки на трение в приборе, так
как чувствительньш элементом служит мембрана, уста¬
новленная в торце вытесняющего поршня. Поршень пе¬
ремещают вручную, что обусловливает возможные
субъективные ошибки при измерениях.
Методика проведения эксперимента сводится к сле¬
дующему. Перед измерением прибор заполняют мате¬
риалом. Затем вставляют поршень до плотного сопри¬
косновения с продуктом, стрелку индикатора устанав¬
ливают на нуль. Рабочее положение прибора горизон¬
тальное. Момент начала сдвига ядра определяют по
прекращению прогиба мембраны. Изменением эффек¬
тивной длины при вытеснении продукта со свободного
конца трубы ввиду ее незначительности пренебрегают.
101

Если измерения проводят при различных температурах,
в продукт помещают термометр.
Методика расчета реологических характеристик
проще по сравнению с данными ротационной вискози¬
метрии, подобна ей и кратко сводится к следующему:
по результатам измерений вычисляют консистентные
переменные по уравнению (II—64) и строят графики
е(0с) или 0с (е), вычисляют индекс течения и напряже¬
ние сдвига при единичном значении градиента скорости
по формуле (II—68) или ньютоновскую вязкость по
(II—64); определяют эффективную вязкость по формуле
(II—69) и графикам (рис. 13). Если кривая напряже¬
ний сдвига не выходит из нуля, то отрезок, отсекаемый
на оси напряжений, показывает предельное напряжение
сдвига. Для уточнения расчетов определяют по форму¬
ле (II—70) истинный градиент скорости, графически
(II—70а) или аналитически с учетом графиков на
рис. 13 находят реологические характеристики. Первич¬
ную графическую обработку параллельно с проведени¬
ем опытов можно проводить в осях координат — (р),
т
где т—время замера, р — давление истечения, которые
пропорциональны консистентным переменным для дан¬
ного конкретного прибора.
Пенетрометры, консистометры
и другие вискозиметры
Наряду с ротационными и капиллярными вискози¬
метрами существует огромное количество различных
приборов для определения реологических свойств при
относительном сдвиге слоев исследуемого продукта.
На рис. 16 показаны некоторые типичные конструкции
таких приборов, которые были использованы рядом ав¬
торов для исследования и контроля свойств мясных и
молочных продуктов.
Способ измерения падающим шариком в широкой
трубке, реализующий закон Стокса, успешно использу¬
ют для определения вязкости ньютоновских или слабо¬
структурированных жидкостей. Однако он неприменим
для изучения свойств пластично-вязких, структуриро¬
ванных систем [95]. Двухмерным методом [96] за один
102

опыт можно измерить температурную зависимость вяз¬
кости. Для этого жидкость в цилиндре нагревают свер¬
ху, охлаждают снизу, по вертикали пускают шарик.
Зная скорость его движения в каждом слое и распреде¬
ление температур по слоям, можно построить график
изменения вязкости от температуры.
При измерении шариковыми вискозиметрами отсче¬
ты производят для зоны равномерного движения шари¬
ка. Тогда кинетическая энергия, сообщаемая жидкости
шариком, будет равна:
mw2	vV ufi	w2
Э =	=	• — = у iFwT,
2	g	2	T 2g
где
yV
m —	—масса жидкости, которой сообщена энергия;
h
И* =— — скорость движения шарика на вертикальном отрез-
т
ке пути h (в м) за время х (в с);
— объем жидкости, которому сообщена энергия, если
ird2
миделево сечение шарика F= >
g — коэффициент сопротивления, учитывающий поправ¬
ку на объем жидкости, которому сообщена энер¬
гия.
Эта энергия равна работе сил вязкого сопротивле¬
ния на пути движения шарика:
А — Ph= Ршх,
где Р—-сила сопротивления.
Имея в виду, что для ламинарного режима движе-
24 ri24
ния g = —— = ——,	а сила сопротивления для рав-
Re wdp
номерного прямолинейного движения по закону Архи¬
меда равна силе тяжести шарика в жидкости, т. е.
nd
~jr~g (Рш— р). после преобразований получим расчетную
формулу
d2 (рш — Р) g „ ,	,
П =	^ х = К (рш — р) х,	(II—75)
где рш — плотность материала шарика, кг/м3;
р — плотность жидкости при температуре измерения, кг/м3;
d-g
—константа прибора, м2/с2.
18 h
103

Рис. 16. Принципиальные схемы вискозиметров и пенетрометров:
а — вискозиметр Гепплера: / — прецизионная стеклянная трубка; 2— Л1арнк;.
3— цилиндр для термостатирующей жидкости; 4 — термометр; 5—ватерпас;
6 — ось для поворота термостата на 180е; 7 — подставка; б — вискозиметр (пла-
стоэластометр) с плоскопараллельными пластинами: 1 — неподвижная рифле¬
ная пластина; 2 — подвижная рифленая пластина; 3 — исследуемый продукт;
в — конический пластометр Воларовича: 1 — кювета с исследуемым продуктом;
2 — конус со штангой и поперечиной; 3 — обойма для осевого перемещения
штанги с фиксатором; 4 — индикатор часового типа для измерения перемеще¬
ния штанги; г— пластинчатый пластометр Жуховицкого и Гуткииа; /— подстав¬
ка с кронштейном; 2 — плоский нож (200X25 мм) со штоком; .‘/ — индикатор
или линейка для регистрации перемещений штока; д — переносной консисто¬
метр Е. и В. Шариеров: / — полый корпус; 2 — сферический индентор; 3 — фик¬
саторы; 4 — пружина, работающая па сжатие; 5 — шток с делениями; е — кон¬
систометр Табачникова и Баркова: / — трубчатый пробоотборник с продольны¬
ми пластинчатыми ребрами и заостренной нижней кромкой; 2 — корпус дина¬
мометра; 3 — пружина, работающая на закручивание; '/—-шарикоподшипник;
5 — головка прибора; 6 — собачка с храповым венцом.
Приведенная формула показывает сущность процес¬
са, а константа может учитывать также факторы, не
поддающиеся математическому описанию [11].
Из шариковых вискозиметров наиболее распростра¬
нены вискозиметры Гепплера (рис. 16, а), хотя закон
Стокса, описывающий движение шарика, в данном слу¬
чае соблюдается частично, можно ими довольно точно
измерять вязкость. Шарик движется в наклонной труб¬
ке, образуя узкую щель со стенкой. У структурирован¬
ной жидкости при проходе через щель структурные свя¬
зи разрушаются, поэтому точного воспроизведения ре¬
зультатов в двух последовательных замерах может и
не быть. Прибор точно протарирован для измерения
вязкости ньютоновских или слабоструктурированных
жидкостей в диапазоне от 3-10-4 до 60 Па-с. Паспорт¬
ная ошибка измерения не превышает 0,5% для преци¬
зионной (лабораторной) модели. Прибор неприменим
для систем, имеющих предельное напряжение сдвига.
Вязкость вычисляют по формуле (II—75) с учетом
данных табл. 9.
Размеры шариков выбраны так, чтобы каждая об¬
ласть измерения перекрывалась соседней примерно на
30%. Продолжительность падения шарика должна со¬
ставлять 30—300 с. Первый шарик набора входит в из¬
мерительную трубку с капиллярным зазором, поэтому
исследуемую жидкость перед измерением тщательно
очищают от взвесей.
Приборы с двумя плоскопараллельными пластинами
(рис. 16, б) служат для измерения сдвиговых характе¬
ристик в области практически неразрушенных структур
105

Таблица 9
Номер
шарика
Диаметр
(М0а, м
Масса
т-10а, кг
Плотность
Рнг
кг/м3
Постоянная
шарика
К- 10“
Пределы
измерения
вязкости,
Па-с
1
15,805
4,9692
2404
0,009747
(0,34-5)10-3
2
15,630
4,8338
2418
0,080
(34-30)10-3
3
15,452
15,6567
8110
0,234
(154-150)10—3
4
15,385
15,0490
8110
0,555
0,115—1,15
5
15,248
12,6496
8120
3,850
1—10
6
11,805
6,9910
8120
27,400
6—60
при малых величинах деформаций. Приборы такого
типа для исследования различных свойств (вязкости,
упругости, периода релаксации и пр.) были предложены
П. А. Ребиндером, Д. М. Толстым, Б. А. Николаевым
и др.
Приборы обычно имеют две рифленые пластины для
исключения проскальзывания продукта. Нижняя пла¬
стина неподвижна, верхняя может перемещаться с по¬
стоянной скоростью — от электропривода; либо при
постоянном напряжении — от подвешенных через блок
грузов. Теория прибора довольно проста, например при
измерении вязкости практически неразрушенной струк¬
туры цо действует уравнение Ньютона:
Д1 А*
P = 11of_.__>
откуда
Ч.- —	{II	76)
  Ph т
где Р—усилие сдвига, Па;
F — площадь пластин, м2;
Л —толщина слоя продукта между пластинами, м;
Ах —величина смещения верхней пластины (в м) за длитель¬
ность измерения т (вс).
Консистентные переменные в формуле (II—76) бу¬
дут иметь вид: напряжение сдвига P/F, градиент скоро-
Лх
СТИ 	 .	-V	,	V
/it
Эти приборы часто дают существенную ошибку, обу¬
словленную неточностью измерения очень малых зна¬
чений градиента скорости.
106

Конические пластометры (рис. 16, в) по методу
акад. П. А. Ребиндера получили широкое распростране¬
ние в реологических исследованиях из-за простоты
устройства и надежности в работе. Индентор—внед¬
ряемое в продукт тело—может иметь различную фор¬
му: конус, сферу, нож, иглу и пр. Внедрение индентора
в продукт обычно происходит за счет массы подвижной
части прибора. Устройство приборов такого типа видно
из рис. 16, в и 16, г.
Предельное напряжение сдвига 0о (в Па) определя¬
ют по глубине погружения конуса и вычисляют по фор¬
муле
= (п~77)
я3
где т—масса подвижной части прибора, кг;
h — общая глубина погружения конуса, м;
К — константа конуса (в Н/кг), зависящая от угла конуса
2а при вершине.
Обычно глубину погружения конуса измеряют ин¬
дикатором часового типа, например в пластометре
КП-3 Воларовича. Пружина индикатора оказывает су¬
щественное сопротивление перемещению подвижной
части прибора (до 0,055 кг), поэтому в формулу
(II—77) следует вводить поправку:
где тс — величина сопротивления, определяемая тарировкой в
каждом частном случае и связанная с величиной пе¬
ремещения индикатора.
Константу конуса можно определить по данным
Н. Н. Агранат [152, 154]:
2а	30°	40ч	45°	60°	89°20'	90°
К	9,4	5,2	4,1	2,1	0,82	0,67
Систематические ошибки опытов в значительной сте¬
пени зависят от точности изготовления и измерения
угла при вершине конуса (в интервале 30—60° доста¬
точна точность 0,1°); случайные — от способа укладки
продукта в сосуд, исходной позиции конуса и т. д.
При измерении предельного напряжения сдвига од¬
ного и того же продукта конусами с различным углом
при вершине часто не получаются одинаковые величи¬
ны. Тогда следует выбрать такой конус, который обес¬
107

печит показания, одинаковые с 'каким-либо другим при¬
бором, например с ротационным вискозиметром. При
этом предельное напряжение сдвига должно соответст¬
вовать первой кривой нагружения, определяемой на
вискозиметре РВ-8, т. е. области неразрушенных струк¬
тур. При изменении массы подвижной части прибора
его показания, как правило, не изменяются.
Пластометр с пластиной (рис. 16, г) применен
С. С. Жуковским и А. М. Гуткиным [66] для измерения
предельного напряжения сдвига 0О (в Па). Его значе¬
ние вычисляют по зависимости
где т — масса подвижной части прибора, кг;	.
g — ускорение силы тяжести (g=9,81 м/с2);
Ь— ширина ножа (6 = 0,025 м);
h — глубина погружения ножа в продукт, м.
Авторы установили, что значения предельного на¬
пряжения сдвига, измеренного на указанном приборе
и ротационном вискозиметре РВ-4, расходятся только на
5%. При различной начальной глубине погружения но¬
жа окончательная глубина для одного и того же про¬
дукта оказывалась всегда одинаковой.
Полусферический консистометр Шарнера (рис. 16,(3)
для оценки консистенции мяса и колбас имеет полый
корпус с подпружиненным полусферическим инденто-
ром. Когда индентор прижимается к продукту, сокра¬
щается пружина и хвостовик штока с нанесенными де¬
лениями выходит из 'корпуса. Измерения заканчивают
при соприкосновении корпуса прибора с продуктом, т. е.
изменяются две величины: перемещение штока относи¬
тельно корпуса и усилие вдавливания, которое определя¬
ют степенью сжатия пружины.
Приборы со сферическим индентором теоретически
обоснованы [23].
Консистометр В. П. Табачникова и Е. Я. Баркова
(рис. 16, е) предназначен для отбора пробы и одновре¬
менного определения предельного напряжения сдвига
сыра и других продуктов 1116].
Прибор состоит из трубчатого корпуса-пробоотборни¬
ка с заостренной нижней кромкой и головки, представ¬
ляющей собой динамометр вращательного движения.
108

Наружная поверхность (корпуса пробоотборника снаб¬
жена продольными пластинчатыми ребрами.
Если шкалу прибора соответствующей тарировкой
отградуировать в единицах момента силы, то предельное
напряжение сдвига 0о (в Па) можно определять по фор¬
мулам, выведенным из равенства моментов: внешний
момент М (в Н-м), приложенный к головке 5,
равен моменту силы сопротивления (среза) на цилин¬
дрической части прибора [формула (И—18)] и на торце
прибора, который можно уподобить диску [формула
где D — максимальный диаметр сдвигаемой массы продукта,
равный диаметру цилиндра, описываемого краями ре¬
бер при их вращении, м;
h — глубина погружения щупа в сыр, м;
d — внутренний диаметр трубки, м.
Пользуясь формулой (II—79), можно отградуировать
также шкалу прибора непосредственно в значениях пре¬
дельного напряжения сдвига. После отсчета показаний
прибор вынимают из сыра, отсоединяют пробоотборник
и вынимают из него пробу продукта. В приведенном на¬
писании формула справедлива, если срез (сдвиг) про¬
исходит по внутреннему диаметру трубки. Если же срез
происходит по плоскости торца ребер, то следует поль¬
зоваться формулой (II—22), которая в этом случае по¬
лучается из уравнения (II—79) при d—D.
Виокозиметр Энглера—условный прибор, тем не ме¬
нее широко применяемый в клеежелатиновой и мясной
промышленностях. Наиболее удачное его теоретическое
обоснование, соответствующее результатам эксперимен¬
тальных наблюдений, дано А. Д. Альтшулем [4]. Этим
прибором широко пользуются для изучения вязкости
жидкости. Он состоит из внешнего и внутреннего ци¬
линдрических резервуаров, соединенных в нижней части
капиллярным насадком для истечения жидкости. Наса¬
док сверху закрыт штифтом. В рубашку между резер¬
вуарами заливают термостатирующую жидкость. Та¬
(II—20)]:
12 6°’
откуда
12 М
n(6D2/t + d3) ’
(И—79)
109

рировка заключается в определении «водного числа», т. е
времени истечения 200 мл воды при 20° С. Шестикрат¬
ные измерения должны давать отклонение не выше 0,5 с,
а общая продолжительность освобождения резервуара
составляет 50—52 с. При рабочих измерениях определя¬
ют время истечения 200 мл жидкости при необходимой
температуре. Отношением времени истечения жидкость
к времени истечения воды выражают условную вязкость
в градусах Энглера:
°Е = т/тв.
Для пересчета вязкости из градусов Энглера в еди¬
ницы кинематической вязкости предложено несколькс
эмпирических формул.
Подготовка образцов жидкости для вискозиметриче
ских исследований отражается на конечных результатах
Для удаления воздуха жидкость нагревают до темпе
ратуры выше плавления, но ниже кипения. Испарение
даже небольшого количества воды резко сказывается ш
вязкости. Очищают жидкость от взвесей отстаиваниел
или фильтрованием. Фильтр не должен поглощать ка
кой-либо компонент, поэтому фильтровальная бумаге
неприменима; лучшие результаты дают металлические
сита. Наряду с описанными выше приборами, приме
няемыми при традиционных реологических методах из
мерения, в последнее время используют промышленные
и лабораторные приборы, основанные на других спо
собах.
Для контроля структуры и консистенции сыра пред
ложен прибор, в котором рабочим органом являетсь
струна [116]. По усилию резания струной можно судить
о консистенции сыра.
Готовность фарша при куттеровании определяли при
борами с упругой балкой консольного типа [154, 200]
На конце консоли закреплен рабочий орган, состоящий
из сферы, пластины, штока и др. В процессе куттерова
ния фарша изгиб балки увеличивается, а при достиже
нии максимума куттер перестает работать.
Большое распространение в мясной и молочной про¬
мышленности получил метод среза продукта:	пс
А. С. Большакову и А. К- Фомину [143] — между поверх
ностями плоских пластин; по Г. Е. Лимонову и др
[133] — между цилиндрами с отверстиями; по П. В. Вой
сею [193] и Н. Н. Мозенину [210] — между пуансоном и
110

матрицей с отверстием; по Е. Пуоланне [211] — при вдав¬
ливании поршня диаметром 0,04 м в образец колбасы
толщиной 0,05 м и т. д.
Представляют также интерес вибрационные вискози¬
метры [196, 197], которые были использованы для изме¬
рения реологических свойств фарша в лабораторных и
производственных условиях [132,	133]. Вибрационный
вискозиметр ВНИИМПа [133] состоит из зонда, погру¬
жаемого в фарш, и электронного блока. Зонд представ¬
ляет собой металлический герметичный цилиндр, в дно
которого впаяна полуволновая магнитострикциоиная
пластинка, одна половина которой выступает за преде¬
лы цилиндра, а другая расположена в цилиндре и ох¬
ватывается вмонтированной в него катушкой с возбуж¬
дающей обмоткой. В месте впайки пластинки возникают
продольные колебания, частота которых определяется
ее длиной. Колебания пластинки, возбуждая в окружа¬
ющей среде поперечные волны, затухают вследствие
обратной реакции среды, зависящей от ее вязкости. Эта
зависимость автоматически регистрируется электрон¬
ным показывающим индикатором.
Вибрационные вискозиметры позволяют измерять
вязкость ньютоновских и неньютоновских сред в диа¬
пазоне от сотых долей до 10° Па-с и использовать их
для непрерывного измерения вязкости.
При ограниченном объеме книги описание других су¬
ществующих приборов для измерения сдвиговых свойств
нецелесообразно. Особенно большое количество работ
в этой области посвящено определению нежности про¬
дуктов, где превалируют устройства сдвигового типа.
Для теоретического обоснования работы приборов ав¬
торы обычно заимствуют математический аппарат из
теории упругости и пластичности.
МЕТОДЫ И ПРИБОРЫ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ
КОМПРЕССИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
Наряду со сдвигом объемное или осевое сжатие, а
также осевое растяжение являются основными типами
механической деформации продуктов. В ряде машин
(прессов, волчков, дозаторов, шприцев и пр.) продукты
находятся при повышенных давлениях, что изменяет их
первоначальный объем и плотность. На выходе из маши¬
111

ны объем и плотность так
же мбгут отличаться от на
/ чальных. Эти изменения оп
ределяют, основываясь нг
Z компрессионных характе
ристиках. Впервые пред
ставления
Рис. 17. Принципиальные схе¬
мы приборов для измерения
компрессионных характеристик:
а — осевого сжатия: 1 — пластины;
2 — продукт; б — осевого растяже¬
ния: 1 — зажимы; 2 — продукт; в —
одностороннего объемного сжатия:
1 — поршень; 2 — продукт; 3— ци¬
линдр; г — двустороннего объемно¬
го сжатия:	I	—	поршни;	2—про¬
дукт; 3 —цилиндр; 4 — пружинные
подвески цилиндра.
об объем hoiv
сжатии пластично-вязкие
тел начали развиваться е
связи с процессами уплот:
нения грунтов, брикетиро¬
вания торфа и пр.
Основные методы изме¬
рения названных характе¬
ристик показаны на рис. 17
Сжатие продукта между
пластинами (рис. 17, а) ис¬
пользуют также для оценки
консистенции продукта. В
результате исследований
Б. А. Николаева, Ю. Ф. За-
яса, А. Ф. Баранова [125,
127] установлена взаимо¬
связь между химическим
составом мяса, его неж;
ностью и механическими
показателями при растяже;
нии (рис. 17,	б). Для
надежного крепления кон¬
цов образца мяса по пред¬
ложению А. Н. Познышева
можно применять замораживание их в жидком азоте.
При сжатии продукта в цилиндре поршнем (рис. 17, в)
появляются распорные усилия, в результате чего давле¬
ние и плотность по высоте цилиндра изменяются; этот
эффект проявляется тем больше, чем меньше диаметр
цилиндра. Двустороннее сжатие продукта (рис. 17, г)
может происходить от двух подвижных поршней или от
одного неподвижного и одного подвижного, когда ци¬
линдр свободно подвешен, например на пружинах.
В последнее время появились машины, рабочие органы
которых создают в мясных продуктах трехосное напря¬
женное состояние: в разъемной по оси форме продукт
112

Рис. 18. Устройства для измерения компрессионных характеристик
при осевом сжатии продуктов:
а — универсальный прибор ВНИИМПа для исследования реологических ха¬
рактеристик мясопродуктов; 0 — дефометр МТИММПа для исследования ха¬
рактеристик продуктов при осевом сжатии; в—прибор для измерения ком¬
прессионных характеристик и адгезии продуктов: 1 — пластины; 2 — образец
продукта; 3 — тензометрическая балка; 4 — электропривод с редуктором к
подвижной части прибора; 5 — механический или электрический датчик де¬
формации продукта; 6— груз.
прессуется по боковой поверхности при ее закрывании
и с торцов — поршнями. Этот метод экспериментально
не исследован.
Теоретически методы обоснованы (см. главу I).
Обычно для каждого продукта используют свои мате¬
матические модели, на основе которых рассчитывают
реологические характеристики. Типичные примеры та¬
ких расчетов приведены в главе 4.
113

Схемы приборов для измерения компрессионных ха¬
рактеристик при осевом сжатии (растяжении) показаны
на рис. 18. Они реализуют принцип постоянной скорости
деформации, хотя без существенной модернизации мо¬
гут быть приведены к принципу измерения при постоян¬
ном напряжении. Методика работы для всех приборов
практически одинакова, хотя они отличаются по способу
привода пластины: снизу (рис. 18, а) и сверху (рис. 18, в)
от электродвигателя с редуктором через систему винт —
гайка и систему рычагов (рис. 18, б).
Универсальный прибор ВНИИМПа [133], выпускае¬
мый небольшими партиями для исследования структур¬
но-механических свойств мясопродуктов (рис. 18, а), со¬
стоит из основания, к которому жестко присоединены
реверсивный электродвигатель с редуктором и коробка
скоростей. На выходном валу коробки скоростей име¬
ется подвижный шток с держателем образца продукта.
С помощью переключателя скоростей устанавливают
одну из трех скоростей для перемещения подвижного
штока. На основании смонтирована стойка с кронштей¬
ном и тензобалкой. В центре тензобалки установлен по¬
лый патрон со сквозным отверстием, в которое вставля¬
ют одно из измерительных приспособлений. В центре
кронштейна имеется отверстие, через которое входит
хвостовик держателя грузов. На кронштейне и основа¬
нии прибора установлены концевые выключатели, а на
подвижном штоке — микрометрический ограничитель
хода. Для определения структурно-механических харак¬
теристик прибор снабжен сменными измерительными
приспособлениями и держателями рабочего органа.
С целью увеличения количества определяемых физиче¬
ских характеристик и повышения точности их определе¬
ний прибор снабжен дополнительными измерительными
органами, которые выполнены как сменные.
Для определения вязкости, напряжения сдвига, де¬
формации и плотности используют дополнительный дер¬
жатель образца, представляющий собой цилиндр с тен-
зометрическими датчиками на наружной поверхности, и
штуцер с заглушкой, а дополнительный измерительный
орган для определения вязкости — тело в виде шара
и полого цилиндра.
Для определения деформации и плотности применя¬
ют дополнительный измерительный орган, представляю¬
114

щий собой поршень, который можно смещать относи¬
тельно цилиндра, а для определения напряжения сдви¬
га— набор конусов с различными углами.
Измерительное приспособление для определения,
осевого сжатия и адгезии состоит из держателя и из¬
мерительного органа, представляющих собой круглые
пластины одинаковой площади. Держатель образца
закреплен на подвижном штоке, а измерительный ор¬
ган— в полом патроне, установленном в центре тензо-
балки.
Пластины изготовлены из различных материалов,
применяющихся в пищевой промышленности. К прибору
дан набор пластин различной площади.
Приспособление для определения напряжения среза
состоит из внешнего полого и внутреннего цилиндров,
а также специальной втулки. Внешний полый цилиндр
крепится на подвижном штоке, а внутренний — на тен-
зобалке. Оба цилиндра выполнены таким образом, что
внутренний цилиндр может перемещаться во внешнем.
По высоте внутреннего и внешнего цилиндров имеются
три отверстия одного диаметра, оси которых перпенди¬
кулярны образующим этих цилиндров. К прибору дает¬
ся набор измерительных приспособлений различных гео¬
метрических размеров для определения напряжения
среза.
Дефометр МТИММПа [54] позволяет регистрировать
одновременно деформации и нагрузки во времени.
Принципиальная схема прибора показана на рис. 18, б.
Образец сжимается между двумя полированными пла¬
стинами в результате перемещения верхней пластины
толкателем, установленным в направляющих. Нижняя
пластина неподвижно закреплена на основании. Прибор
приводится в действие электродвигателем постоянного
тока. Крутящий момент передается через редуктор на
шкив и далее при помощи гибкого тросика и рычажной
системы с противовесом — на толкатель. Циклические
нагрузки на образец создают путем замены шкива
эксцентриком. Перемещение толкателя вниз ограничено
концевым выключателем. Усилие сжатия воспринима¬
ется упругим элементом, па который наклеены тензо-
метрические датчики, подключенные к измерительному
самопишущему потенциометру типа КСП-4. Деформа¬
цию образца регистрируют резистором переменного со¬
115

противления, подключенным к самопишущему потен¬
циометру типа КСП-4.
Дефометром [154] можно пользоваться для исследо¬
вания характеристик продуктов при осевых сжатии и
растяжении (рис. 18, в). Он имеет корпус, состоящий
из верхней и нижней частей. В верхней части установлен
столик с тензометрической балкой, которая расположе¬
на в фиксированном положении на призмах. На тензо¬
метрической балке в средней ее части жестко закреплена
бобыш|ка для установки и крепления нижней пластины.
Подвижная штанга- гайка получает возвратно-поступа¬
тельное равномерное движение от вращающегося винта,
жестко соединенного с электродвигателем через редук¬
тор и ступенчатый вариатор, позволяющий создавать
различные скорости движения штанги-гайки. В ее ниж¬
ней части крепятся пластина поводка, служащего опорой
для ножки индикатора, и верхняя рабочая пластина.
На корпусе прибора смонтированы включатель и пере¬
ключатель реверса.
Тензометрическая балка воспринимает усилие сжа¬
тия или отрыв при малой деформации (0,14 мм при уси¬
лии 12,0 Н). На нее наклеены тензодатчик и тензоком-
пенсатор, которые подсоединены к различным плечам
мостовой схемы. Изгиб тензометрической балки вызыва¬
ет деформацию растяжения тензодатчика, вследствие че¬
го изменяется его электрическое сопротивление и нару¬
шается баланс моста. Электрический сигнал усилива¬
ется тензоусилителем и записывается шлейфовым ос¬
циллографом на фотоленте. Блок электрического пита¬
ния и осциллограф получают электроэнергию из электро¬
сети через стабилизатор напряжения.
Для повышения чувствительности схемы на тензобал-
ке размещены четыре датчика, являющиеся плечами
моста. Принципиальная схема такого соединения пред¬
ставляет собой двойной мост с параллельным питанием.
Два датчика расположены на одной поверхности тензо¬
метрической балки и два — на другой, т. е. чувствитель¬
ность схемы в два раза выше. Второй мост предназначен
для монтажной и рабочей балансировки схемы.
При определении величины адгезии тензометрич'е-
ская балка опирается на верхние призмы, удерживае¬
мые винтами, которые поджимают ее к нижним. Во
избежание смещения тензометрической балки иа одной
116

ее стороне имеются две риски для установки острия
призм. В корпусе прибора при условии термостатирова-
ния предусмотрены нагревательные элементы и дверца с
уплотнением. Результаты испытания прибора на мясных
фаршах и мясе показали возможность определения на
нем как компрессионных характеристик, так и величин
адгезии.
Прибор имеет пластины разной площади — от .
0,0005 до 0,0025 м2, изготовленные из различных мате¬
риалов. Перед началом опытов тарируют прибор с по¬
мощью стандартных грузов. Затем между пластинами
помещают образец продукта, верхнюю пластину подво¬
дят к образцу без нагрузки и устанавливают «зайчик»
осциллографа на нуль при помощи скользящего реохор¬
да моста. Во время опыта при включенном приводе ме¬
ханизма подъема — опускания пластины записывают
напряжение — время. После этого привод выключают и
записывают нисходящую ветвь кривой релаксации на--'*
пряжений. По окончании опыта «зайчик» осциллографа
вновь устанавливают на нуль, если произошло его сме¬
щение. Опыты повторяют при различной скорости де¬
формации образцов. Образцы продукта подготавливают
высечкой, либо формовкой в цилиндре. Случайные
ошибки в экспериментах не превышают ±3%.
Особое значение имеет подготовка образцов продук¬
та к эксперименту. Для этого можно рекомендовать
приспособление, изготовленное в лаборатории реологии
МТИММПа [120, 163]. Оно состоит из набора входящих
друг в друга полых цилиндров с ходовой посадкой. Внут¬
ренний диаметр каждого цилиндра равен наружному
диаметру пластины, установленной в шаблон. При этом
цилиндры меньшего диаметра опускают на необходимую
глубину, замеренную глубиномером, и фиксируют сто¬
порным винтом. Объем от поверхности пластины до
кромки наружного цилиндра заполняют продуктом, а
излишки снимают специальной лопаткой. Высоту слоя
контролируют с точностью до 0,05 мм. Для исключения
влияния загрязнений на результаты измерений обе
пластины перед нанесением образцов следует обезжири- ';
вать бензином, промывать, высушивать фильтровальной
бумагой и обезвоживать этиловым спиртом. Схемы при¬
боров для исследования компрессионных характеристик
при объемном сжатии представлены на рис. 19.
117

Рис. 19. Приборы для измерения компрессионных характеристик
при объемном сжатии продуктов:
а — компрессионный акалориметр; б — консистометр Гепплера; в — устройство
для измерения бокового давления и распределения давления по высоте цилин¬
дра; г — сиброкомпрессионное устройство: 1 — цилиндр для продукта; 2 — пор¬
шень; 3 — продукт; 4 — шток, передающий усилие давления; 5 — устройство,
создающее давление; 6 — тензодатчики давления; 7 — водяная рубашка; 8 —
термопары; 9, 10 — датчики перемещения поршня, соответственно индукцион¬
ная катушка и индикатор часового типа; И — вибропоршень.
Компрессионный акалориметр Московского мясо¬
комбината и МТИММПа [22, 38], изображенный на
рис. 19, а, позволяет определить как реологические, так
и теплофизические свойства пластично-вязких масс при
различных давлениях. Такое преимущество достигается
тем, что в цилиндре с противоположных его сторон
установлены поршни, к штоку одного из которых сим¬
метрично подведены грузовые рычаги. Прибор снабжен
водяной рубашкой, а внутри продукта для измерения
температуры установлены термопары. Двустороннее
сжатие обеспечивается подвижностью цилиндра с про¬
дуктом. Прибор состоит из подвешенного на пружинах
к корпусу цилиндра с водяной рубашкой для размеще¬
ния навески исследуемой массы. В цилиндре с противо¬
положных сторон установлены поршни, между которы¬
ми закладывают исследуемую навеску. Поверхность со¬
прикосновения поршней с исследуемой массой термоизо¬
лирована эбонитовыми прокладками. Верхний поршень
закреплен неподвижно на корпусе, нижний—-на под¬
вижном штоке, который посредством грузов, навешивае¬
мых на рычаги, осуществляет поступательное движение,
обеспечивая первоначальную подпрессовку исследуемой
навески фарша. Шток и поршень в нерабочем состоя¬
нии уравновешены (с учетом массы фарша).
Для измерения температуры фарша в различных точ¬
ках установлены термопары игольчатого типа. Высота
расположения горячего спая термопар составляет поло¬
вину столба фарша. Температуру греющей (охлаждаю¬
щей) среды измеряют термопарой, расположенной в
водяной рубашке, и записывают электронным потенцио¬
метром типа КСП-4.
Со штоком неподвижно соединен плунжер индукци¬
онной катушки с помощью рычага, на который опира¬
ется также конец стержня индикатора часового типа.
Деформации можно наблюдать визуально и записывать
119

с помощью потенциометра по сигналам, получаемьп
от перемещения сердечника в индукционной катушке
Консистометр Гепплера (рис. 19, б) применяют
лабораторных и производственных условиях. Недостаз
ком прибора является то, что измерительный цилинд
его вмещает всего несколько граммов продукта. Модер
низация прибора [38], заключающаяся в изготовлени
новых цилиндров различного диаметра, позволила устра
нить этот недостаток. Прибор работает подобно описан
ному выше.
По результатам экспериментов, проведенных на эти:
приборах, можно вычислить относительные деформаци:
и построить кинетические зависимости. Поскольку мае
са продукта в цилиндре известна, эксперименты позво
ляют определить плотность при различных давлениях
Цилиндры снабжены водяной рубашкой, а в продук
помещены термопары, поэтому приборы можно рассмат
ривать в качестве акалориметров и измерять на ни;
теплофизические характеристики продуктов.
Для определения коэффициентов бокового давлени:
предлагаются два основных способа. По первому спосо
бу в продукте, находящемся в сжатом состоянии, рас
полагаются вертикально и горизонтально две полосы
Коэффициент бокового давления определяют как отно
шение усилия выдергивания этих полос. Метод в опре
деленном смысле является относительным, на величин;
усилия влияет сила трения в щели цилиндра, по которо]
перемещается полоса. Второй способ основам на непо
средственном измерении бокового давления соответст
вующими датчиками, если вертикальное давление обес
печивается постоянной нагрузкой [99]. Этот метод счи
тают первичным и более точным, чем предыдущий.
Для вычисления коэффициента бокового давления i
определения характера распределений давления по вы
соте цилиндра, продукт в него закладывают на 5—10 м»
выше верхней месдозы (рис. 19, в). Давление на продук
от поршня можно рассчитать по массе грузов, давлени'
на стенку — измерить месдозами. Зная боковое давлена
в трех точках по высоте цилиндра и коэффициент боко
вого давления, можно составить полную картину рас
пределения давлений в цилиндре [52].
Для изучения влияния вибраций при объемном ежа
тии продукта Ю. А. Мачихии и А. С. Максимов [103
120

предложили прибор, изображенный на рис. 19, г. Он
имеет цилиндр с водяной рубашкой, датчик давления
и поршень, нагружаемый винтовой системой, что позво¬
ляет реализовать метод постоянной деформации. В ниж¬
ней части прибора установлен вибропоршень, жестко
связанный с эксцентриковым вибратором и создающий
колебания в продукте.
В ряде стран для определения реологических свойств
мяса и готовых мясопродуктов [133] применяют универ¬
сальную испытательную машину «Инстрон» (Англия)
различных моделей. На машине можно испытывать об¬
разцы на растяжение, сжатие, знакопеременные нагруз¬
ки, кручение. Образец мяса зажимают в специальном
устройстве, а затем подвергают различным деформаци¬
ям. С помощью машины определяют релаксацию напря¬
жений, чувствительность продукта к скорости деформа¬
ции, подсчитывают энергию деформации и релаксации.
Для определения и записи нагрузки на образец ис¬
пользуют датчики давления, а также электронный чув¬
ствительный прибор и фольговые тензометрические дат¬
чики. Сигнал с последних передается на высокоскоро :т-
ной самопишущий прибор, обеспечивающий регистра¬
цию различных показателей при всех условиях и диапа¬
зонах нагрузки с точностью около 0,5%. Подвижная
траверса машины приводится в движение двумя винта¬
ми и свободным от люфта устройством. Скорость из¬
мерения реологических свойств регулируется системой
синхронного привода, которая независимо от нагрузки
обеспечивает постоянную скорость деформации образца.
Большая точность показаний машины позволяет приме¬
нять ее для контроля некоторых качественных характе¬
ристик мяса и мясопродуктов.
Существуют приборы, которые моделируют разже¬
вывание продукта, раздавливание и пр. [133, 208, 210].
МЕТОДЫ И ПРИБОРЫ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ
ХАРАКТЕРИСТИК ПРОДУКТОВ НА ГРАНИЦЕ РАЗДЕЛА
С ТВЕРДЫМИ ТЕЛАМИ
Поверхностные свойства пищевых продуктов — адге¬
зия и внешнее трение — проявляются на границе раздела
между продуктом и твердой стенкой. Они имеют сущест¬
венное значение в разнообразных технологических про-
121

деляется линейной скоростью штока или нити, отрыв;
ющих пластину, и жесткостью (величиной деформации
регистрирующего упругого элемента и других подвил
ных частей. Скорость тангенциального смещения прс
дукта по поверхности влияет на коэффициент трени:
который в статическом состоянии больше, чем в дин;
мическом. В самом деле, чтобы сдвинуть продукт, ну»
но разрушить молекулярные связи. При дальнейше
движении его с постоянной скоростью количество ра:
рушенных и восстановленных связей будет находитьс
в динамическом равновесии, поэтому здесь на разры
связей расходуется меньше энергии, чем в начальны
момент.
Кроме того, адгезия и внешнее трение зависят о
ряда технологических характеристик: влажности, сост;
ва продукта, степени измельчения и т. д.
При измерении адгезии реализовать перечисленны
требования позволяют описанные выше дефометры (с?,
рис. 18) либо без модернизаций, либо с незначительно
модернизацией, а также специально сконструированны
в лаборатории реологии МТИММПа адгезиометр (15^
и другие приборы. При этом образцы измерения подгс
тавливают так же, как и при изучении осевого сжатш
Качественно адгезию можно охарактеризовать двум
способами [14, 16]: нарушением контакта одновременн
на всех участках площади (рис. 20, а, г, д) или же nj
тем последовательного отрыва отдельных участков-
расслаиванием, отдиранием (рис. 20, б, в). Оба способ
определения адгезионной прочности нашли практиче
окое применение. При первом методе разрушающую иг
грузку прилагают в направлении как перпендикулярно:
к плоскости контакта поверхностей, так и параллельно:
ей и обычно относят к единице площади поверхност
контакта. При втором методе определяют силу, иеобхс
димую для расслаивания склейки, ее относят к единиц
длины. Очень часто адгезию, определяемую при pat
слаивании, характеризуют не силой, а работой, котору1
необходимо затратить на отделение адгезива от суба
рата.
Отмечено {198], что при использовании метода отрь:
ва не соблюдаются условия перпендикулярного напраЕ
ления отрывающего усилия к микроучасткам поверхнс
сти, а для случая расслаивания большая часть работ]
124

ис. 20. Принципиальные схемы приборов для измерения адгезион-
ой прочности:
— для нормального отрыва: / — адгезионный; 2— когезионный; 3 — смешан-
эш; 4— схема устройства для осуществления отрыва; 6 — для расслаивания
естких материалов: 1 — внецентренное растяжение; 2 — изгиб для плиточного
листового материалов; 3 — изгиб для листового материала; 4 — консольный
1гиб для листового материала; в — для расслаивания гибких материалов:
2, 3 — от жесткой подложки под углом 90°; 4 — от жесткой подложки под
'лом 180°; 5 — от гибкой подложки; г— для сдвигового разрушения: I — при
[стяжении одностороннего соединения; 2 — то же, двустороннего; 3 — при
хатин соединения цилиндра со стержнем; д — для сдвигового разрушения
>и кручении: / — по торцу цилиндров; 2 — по кольцевой поверхности торца
>лых цилиндров; 3 — по боковой поверхности цилиндра и стержня.

тратится на изгиб отслаиваемой пленки, поэтому ис¬
пользование каждого метода обосновывается состояни¬
ем исследуемых тел. При сцеплении двух твердых тел
более пригоден метод отрыва, так как в этом случае
отсутствие гибкости затруднит углубление краевых тре¬
щин. При определении адгезии в эластических склейках
наиболее применим метод раздира. Помимо методов
отрыва и расслаивания в практике используют метод
сдвига, позволяющий определять усилие, необходимое
на сдвиг слоев (рис. 20, г, д).
Наиболее часто в адгезиометрах для мясных и мо¬
лочных продуктов [120, 163] реализуется схема, изобра¬
женная на рис. 20, а, она может отличаться способами
приложения силы и регистрации отрывающего усилия.
Например, в приборе Б. А. Николаева мгновенно отры¬
вается верхний диск с помощью рычажного механизма;
в приборе А. Г. Кульмана постепенно отрывается ниж¬
ний диск при наполнении подвешенной к нему емкости
водой [24]. Во всех случаях разделение контактирую¬
щих тел может происходить по трем вариантам; адгези¬
онные— по границе раздела продукт — стенка, когези¬
онные— по слою продукта и смешанное (рис. 20, а).
Для мясных и молочных продуктов адгезия в чистом
виде часто не наблюдается, поэтому измеряют удельное
усилие разделения двух тел без конкретизации его вида
(рис. 20, а). Полученное значение величины по предло¬
жению проф. Б. А. Николаева [124] называют давлени¬
ем прилипания или липкостью. Это понятие будет ис¬
пользовано при описании соответствующих исследований
в дальнейшем.
Универсальный адгезиометр МТИММПа [77], пока¬
занный на рис. 21, позволяет менять в широком диапа¬
зоне геометрические, кинематические, динамические и
другие параметры измерения. Он имеет корпус, устрой¬
ство с микрометрическим винтом для установки пластин
с продуктом и устройство для нагружения и отрыва
верхней пластины. Пластина фиксируется держателем,
который смонтирован на тензобалке, и имеет хвостовик
для обеспечения соосности подвижной части системы.
Для создания предварительного контакта на тензобалку
устанавливают грузы. В каждой серии опытов тензобал¬
ку тарируют, получая зависимость: величина нагрузки —
отклонение «зайчика» на осциллограмме.
126

Рис. 21. Стенд для измерения адгезии пищевых продуктов:
а — универсальный прибор; 1 — подъемный столик; 2 — пластины с продуктом;
3 — теизобалка; 4 — грузы для создания предварительного контакта; 5 — по¬
перечина с хвостовиком; 6 — нить; 7 — набор приводных шкивов; 6 — измери¬
тельная часть прибора; в — осциллограммы нагружения:	/	— при толщине
слоя 0,0003 м и продолжительности контакта 300 с; 2 — при толщине слоя
0,0003 м и продолжительности контакта 3 с; J - при толщине слоя 0,005 мм
и продолжительности контакта 300 с.
Вертикально вверх тензобалка перемещается серьга¬
ми, которые оканчиваются призмами и шарнирно укреп¬
лены на поперечине с хвостовиком. Последний переме¬
щается во втулке посредством нити и набора шкивов,
которые приводятся во вращение от электродвигателя
через редуктор (на рисунке условно не показаны). Для
увеличения продолжительности отрыва (уменьшения
скорости приложения силы) в тянущую систему после¬
довательно можно вставить пружину различной жест¬
кости.
127

Давление предварительного контакта можно задг
вать от 300 до 3,5• 105 Па, основные рабочие предел:
составляют от 300 до 6180 Па. Длительность предварь
тельного контакта выбирают произвольно. Для исследс
иапия сс влияния на показания прибора достаточн
взять следующие значения: 3, 60, 180, 300, 600 с. Пле
стины с различной чистотой обработки поверхности и
стали Ст. 3, нержавеющей стали 1Х18Н9Т, дюралюми
ния, чугуна, фторопласта, латуни имекуг площад
0,0005; 0,0007; 0,0010; 0,0015 м2. При изучении влияии
толщины слоя продукта па показания прибора ее изме
няют от 0,0003 до 0,003 м. Скорость отрыва верхней пла
стины от продукта определяют частотой вращения и диа
метром шкивов, на которые наматывается тянущая нить
Она составляет 0,00167;	0,00358;	0,0093;	0,0193 м/с
Скорость приложения силы (Н/с) зависит от скорост:
отрыва и величин деформаций инти, теизобалки и про
дукта между пластинами. На нее также влияет cnocoi
проведения измерения: с разгрузкой до измерения пла
стин от грузов, обеспечивающих предварительный кон
такт, или без разгрузки.
На рис. 21, а, б изображены типичные осциллограм
мы записи процесса отрыва, из которых видно, что силе
нарастает линейно, скорость нарастания характеризует
ся тангенсом угла наклона линии. Липкость рассчить
вают по нагрузке, соответствующей пику на линии на
гружения. После отрыва тензобалка имеет колебатель
ные движения, что также записывается на осциллограм
ме. Если между пластинами находится пластично-вязки
продукт, например колбасный фарш (рис. 21, б), то ли
ния срыва может быть не вертикальной, а наклонной, чте
в большей мере проявляется при увеличении толщины
слоя продукта. Это объясняется наличием перемычек
продукта между пластинами после их разрыва.
Коэффициент внешнего трения для машинострои¬
тельных материалов изучен довольно подробно как экс¬
периментально, так и теоретически. При этом для объ¬
яснения трения металлов и высокоэластичных полиме¬
ров используют молекулярно-кинетическую теорию, ос¬
новы которой для жидкого состояния разработаны
Я. И. Фр енкелем.
Классический тип прибора для измерения коэффици¬
ента внешнего трения представляет собой пару тел, со¬
128

прикасающихся плоскими поверхностями, площадь ко¬
торых может быть от долей квадратных миллиметров
до десятков квадратных сантиметров. Одно из тел сме¬
щается относительно другого (рис. 22). Для малых ско¬
ростей трения используют прямолинейное смещение по¬
верхности. При больших скоростях смещения в качест¬
ве одной из рабочих поверхностей применяют поверх¬
ность горизонтального диска, вращающегося на верти¬
кальном валу; боковую поверхность вращающегося ци¬
линдра, поверхность бесконечной ленты, вращающейся
на двух барабанах с параллельными осями, и т. д. Для
сыпучих материалов определяют угол естественного от¬
коса [8].
На внешнее трение влияют те же факторы, что и на
липкость. Следовательно, статическое трение должно
быть больше динамического (рис. 23). При первоначаль¬
ном сдвиге часть усилия расходуется на выход частиц
или молекул одного тела из неровностей или молекуляр¬
ных ям другого, остальное — на разрыв молекулярных
и других контактов, которые во время движения не ус¬
певают полностью восстанавливаться. Достаточно малая
скорость относительного движения трущихся тел может
вызывать скачки, т. е. прерывистость движения: тело пе¬
реходит из одного статического положения в другое, где
вновь образуются контакты с поверхностью скольжения.
При больших скоростях и неизменном состоянии поверх¬
ности скольжения подобные эффекты обычно не наблю¬
даются.
Для исследования трения мясопродуктов был ис¬
пользован трибометр с тележкой (рис. 22, а), позволяю¬
щий определить и вычислить истинный и эффективный
коэффициенты внешнего трения [165]. Исследуемый
продукт помещают в рамжу, установленную на плоскую
поверхность тележки, перемещающейся от электродви¬
гателя посредством тянущей нити. Для изменения ско¬
рости тележки имеется четырехступенчатый шкив, на
который наматывается нить. Рамка соединена с тензо-
балкой; запись изменения электрического сигнала при
деформации тензодатчика производится на ленте ос¬
циллографа и по тарировочным кривым переводится в
усилие (см. рис. 23). Прибор позволяет менять геомет¬
рические (размер площади поверхности контакта, чис¬
тоту обработки поверхности и пр.), кинематические
5 Зак. 1926
129

Рис. 22. Схемы приборов для измерения коэффициента внепн
трения при малых и высоких скоростях движения продукта:
а — трибометр с тележкой и электроприводом; б—-трибометр с параллель
смещением пластины и приводом от падающих грузов; в — трибометр с :
водом от гидроцилиндра; г — трибометр проволочного типа; д — кинетиче(
адгезиомстр — трибометр; е — трибометр дискового типа: 1 — материал,
которому определяется треиие продукта; 2—исследуемый продукт (или <
продукта); 3 — устройство для создания давления контакта; 4 — устрой
для измерения силы трення и отрыва (тензометрическое или грузовое); 5 —
стема привода; 6 — устройство для измерения перемещения (индикатор).
Рис. 23. Типичные осциллограммы трения:
а — измельченная иа волчке говядина по сухой поверхности; б —то же,
смоченной поверхности; в — говядина по сухой поверхности (скорость сме
ния соответственно: 0,00547; 0,0171; 0,0513 м/с.)

(скорость смещения телеЖкй, время предварительного
контакта и пр.) и динамические (давление предвари¬
тельного контакта, скорость нарастания силы и пр.)
факторы. На тележку могут быть установлены пластины
из различного материала.
Привод пластины от груза с подпрессовкой образцов
винтовым механизмом (рис. 22, б) реализован в устрой¬
стве Н. Н. Мозенина [210] для изучения характеристик
твердых продуктов, например сыра. Смещение пластины
измеряют индикатором часового типа. Прибор можно
использовать для измерения как внешнего трения, так
и вязкости при малых градиентах скорости. Несколько
видоизмененный прибор этого типа был использован для
динамических исследований при вибрационных воздей¬
ствиях, направленных параллельно плоскости сдви¬
га [210].
Устройство (рис. 22, в) с приводом подвижной части
от гидроцилиндра и регистрацией усилий с помощью
тензометрической балки применяют для изучения тре¬
ния при малой поверхности контакта и значительных
нормальных усилиях [163]. При измерении больших уси¬
лий трения система гидропривода имеет преимущества
по сравнению с электроприводом (см. рис. 22, а), кроме
того, гидропривод обеспечивает бесступенчатое регули¬
рование скорости.
Модифицированный прибор Б. В. Дерягина и др.
можно использовать для изучения фрикционных свойств
масел [63]. Если в зоне контакта цилиндров по окружно¬
сти установить проволоку, то можно обеспечить давле¬
ние контакта до 1,5-109 Па; при установке пластины
давление контакта можно варьировать в широких пре¬
делах. Исследуемый продукт наносят на поверхность
вращающегося цилиндра. Давление контакта обеспечи¬
вается от цилиндра с грузовым рычагом. При вращении
цилиндра в зоне контакта возникает сила трения, кото¬
рая поворачивает в верхний цилиндр и через нить вызы¬
вает деформацию тензобалки.
А. С. Ахматов и Ю. В. Ашкеров [6, 7] провели инте¬
ресные исследования трения и кинетической адгезии
смазочных масел к стали. В приборе ползун, установ¬
ленный на масляной пленке, отрывается от вращающе¬
гося диска нормально, усилие отрыва измеряют по де¬
формации тензобалки (рис. 22, д).
5* 131

Трение мяса по стали [139] изучали на специал
сконструированной установке (рис. 22, е). Диск npi
дптся во вращение от электродвигателя постояне
тока, частоту вращения его можно плавно регулг
вать, обеспечивая окружную скорость в месте конта
с продуктом от 0,1 до 72 м/с. Исследуемый продукт
мещали в рамку, укрепленную на двух тензобалках;
служат для измерения силы трения. МодернизирОЕ
ный тип прибора имеет ванну для охлаждения ди<
Методика проведения экспериментов на адгезиометрах и
бометрах кратко сводится к следующему: подготовка приборе
электронной аппаратуры к измерениям; выбор параметров,
которых следует проводить эксперименты; подготовка образ
их установка на приборе и измерения. Поскольку на адгези:
трение влияет множество факторов, следует заранее разрабо
план всех экспериментов и в каждой серии опытов менять ,
три фактора при постоянных остальных. Зависимость адгези
трения при некоторых условиях измерения от варьируемых с
торов может оказаться незначительной и лежать в нред(
ошибки эксперимента. Тогда условия измерения следует изме!
и подобрать их экспериментально так, чтобы изучаемая зав
мость была бы явно выражена.

ГЛАВА III
СДВИГОВЫЕ СВОЙСТВА мясных
И МОЛОЧНЫХ ПРОДУКТОВ
СДВИГОВЫЕ СВОЙСТВА ТВЕРДООБРАЗНЫХ ПРОДУКТОВ
Твердообразные продукты (мясные фарши, творож¬
ные массы и пр.) характеризуются предельным напря¬
жением сдвига, поэтому их свойства рассматривают
обычно в области напряжений, меньших предельного, и
в области напряжений, превышающих предельное.
Структурно-механические свойства в области практи¬
чески неразрушенных структур. Эти свойства [33] мож¬
но характеризовать законом Гука. Деформация остает¬
ся постоянной во времени, а после снятия напряжения
мгновенно и полностью исчезает (рис. 24). Модуль мгно¬
венной упругости, например сосисочного фарша, для
этой зоны составляет 1,23ЛО4 Па. При увеличении на¬
пряжения наблюдается процесс упругого последействия,
который после снятия напряжения сопровождается мгно¬
венным уменьшением деформации на величину началь¬
ной ео = 8,35-10~3, а затем постепенным уменьшением
деформации до нуля. Переход от упругих деформаций
к процессу упругого последействия наблюдается при
напряжениях, превышающих предел упругости, лежа¬
щей в интервале 100—150 Па. Модуль сдвига упругого
последействия Ga = 0,8-104 Па по кривой 2 составляет
0,
G3=	-—,	(HI—1)
е2 ' 60
где 62 — полная величина замедленно развивающейся (эласти¬
ческой) относительной деформации.
Для расчета модуля сдвига в этой зоне можно поль¬
зоваться теоретической формулой, выведенной П. А. Ре¬
биндером [148] на основе термодинамических представ¬
лений:
2 скТ
03= — ,	(Ш-2)
где с — концентрация дисперсной белковой фазы, кг/м3 (140);
k—постоянная Больцмана, Дж/К (1,38-10”23);
133

Рис. 24. Кинетические кривые развития сдвиговых деформаций
сосисочном фарше при напряжениях:
/ — 102.5 Па; 2 — 154; За — 225; 36 — 266; Зв и 4 — 306 Па.
Т — абсолютная температура, К (300);
р — плотность молекул, кг/м3 (1000);
б эффективный диаметр молекул, м (по В. А. Пчелииу [14J
50 А, т. с. 50-10“10 м).
При применении формулы (III—2) для определени
модуля сдвига фарша следует иметь в виду, что кон
центрация белков в жидкостных прослойках отличаете
от общей концентрации сухих веществ и размер белко
зависит от степени их деструкции при механической о£
работке мяса. Расчетная величина модуля 0,9-104 П
близко совпадает с определенной экспериментальн
(III—1).
При дальнейшем увеличении напряжения наблюдг
ется ползучесть (кривые 3). После снятия напряжени
деформации сначала уменьшаются мгновенно на вел!
чину начальной, а затем постепенно до некоторой ост;
точной величины, которая для всех напряжений (кр!
вые За, 3 6, 3 в) при одном и том же времени поел
разгрузки постоянна. При наибольшем напряжени
(кривая 4), близком к пределу текучести, происходи
частичное разрушение структуры и начинается плаетш
но-вязкое течение с малым градиентом скорости. Он
характеризуется наибольшей эффективной вязкость:
(около 5-105 Па-с). Эффективная вязкость, соответс'
вующая состоянию ползучести, имеет величину, приме)
но в 3 раза большую (16-105 Па-с), так как течени
134

продукта происходит прак¬
тически без разрушения
структуры.
Результаты экспери¬
ментов, проведенных по
описанной выше методике
(см. рис. 24), позволили
вычислить спектр распреде-,
ления периодов релаксаций
деформаций при различных, 0,005
но постоянных для каждого
опыта напряжениях сдвига.
Расчеты могут быть выпол¬
нены по методике проф.
В. Е. Гуля [61], которая сво¬
дится к следующему. На,
графике 1пв=/(т) по рис.
25 экстраполяцией прямо7
линейного участка кривой
до т = 0 находим ei, а по
углу наклона прямой те, —
первый наибольший период
релаксации деформаций
при постоянном напряже¬
нии. Далее эта операция
повторяется несколько раз;
In (е—е1)=/(т),
In [(е — 8j) — е2] = ( (т) и т. д.
о,т
0,002
г'''
%
ьт.
*Х
от
200
2W
2S0 в, Па
0,02
Рис. 25. Спектр распределения
периодов релаксаций дефор¬
маций:
Аналогично для каждого
графика определяют ег и
Те2 , ез и Т03 и т. д. При
этом время, для которого
реализуется один из периодов релаксации, будет уве¬
личиваться. Названные графики описываются уравне¬
нием
а —- зависимость относительных де¬
формаций от длительности дейст¬
вия напряжений:	I	—	кинетические
кривые деформаций, II, III — соот¬
ветственно первые и вторые разно¬
сти прн различных напряжениях
сдвига; / — 225 Па; 2 — 266; 3 —
306 Па; б — зависимость экстраполи¬
рованных к нулю значений дефор¬
маций от напряжения сдвига (ин¬
декс соответствует номеру операции
и цифрам на рис. 25, а).
: ем-! ехр
fJL
= а • 10—6 0 ехр
(i>
(III—3)
где а — эмпирический коэффициент.
135

Ошибка при вычислениях по уравнению (III—3)
превышает ±4%. Значения коэффициента а и период
релаксации приведены ниже.
т, с, более
«
25
17,0
310
50
4,8
75
2,25
100
1,05
150
97
72
Обобщение всех этих данных дает расчетную завис
мость
которая справедлива в исследованном диапазоне из/v
нения переменных. Отклонение экспериментальных i
личин от вычисленных лежит в пределах ±12%. Эксг
ненциальный член в уравнении (III—3, а) включает
себя период релаксации, который зависит от длите./
ности действия напряжения, но не от его величин
те = 7300 т-1 (ошибка ±6%).
Особенностью кривых, изображенных на рис. 24, hbj
ется то, что они выходят из одной точки на оси орд
пат: 8,15 • 10 5 Па-1. Это показывает, что при мгновен
приложенных напряжениях (до 300 Па) фарш бут
подчиняться закону Гука, а остаточные деформац
после снятия напряжения равны нулю.
Описанные результаты получены по эксперимента./
ным данным для малых относительных деформаций п
абсолютных деформациях до 170-10~6 м в области
начала лавинного разрушения структуры. В качеез
измерительного прибора использован ротационный i
скозиметр РВ-8, приспособленный для этих опытов.
Структурно-механические свойства от начала течен
до предельного разрушения структуры. Эти свойсз
характеризуются эффективной, пластической вязкост
и предельным напряжением сдвига. Поскольку их оп]
деляют при сравнительно высоких градиентах ско]
сти и напряжениях сдвига, они наиболее существен
по сравнению с другими для расчета перемещения п]
дуктов в рабочих органах машин и аппаратов и, кро
того, более глубоко характеризуют внутреннюю су
ность объекта, т. е. его качественные показатели.
Следует отметить, что три названные характерис'
ки для области лавинного разрушения структуры, т
же как и характеристики для области практически i
136

Рис. 26. Типичные зависимости изменения реологических характе¬
ристик:
а —глиняной пасты с относительной влажностью 0,65; 6 — фарша сосисок
свиных; /—/' — реограмма при нагрузке; 2—2'— то же, при разгрузке; 3 — сте¬
пень разрушения структуры; 4 — эффективная вязкость.
разрушенных структур, соответствуют определенной мо-
дели реального тела [см. уравнения (I—31) и (I—32)].
Для другой математической модели тела физические ве¬
личины, характеризующие его поведение в процессе де¬
формирования, могут быть иными. В реологии полиме¬
ров, торфа, глинистых и строительных растворов, сма¬
зок, битумов и других материалов таких величин для
описания деформационного поведения материалов мно¬
жество.
На рис. 26 приведены типичные интегральные реоло¬
гические зависимости течения фарша, кривые степени
разрушения структуры и эффективной вязкости. Пред¬
ставляют интерес зависимости частоты вращения рото¬
ра вискозиметра в секунду (градиент скорости) от мас¬
сы сдвигающих грузов (напряжение сдвига) для не пол¬
ностью разрушенной (/) и разрушенной (2) структуры
(по петле гистерезиса). Они являются продолжением
кривой 4 (см. рис. 24), но для больших деформаций.
Кривые 1 и 2 показывают, что для неразрушенной
структуры предельное напряжение сдвига выше, а пла-
137

стическая вязкость несколько меньше, чем для раз]
шенной. Это, как правило, характерно для всех тош
измельченных фаршей. Расчет величин реологическ
свойств по кривым 1 и 2 (рис. 26, б) выполнен по фс
муле (II—39) и приведен в табл. 10. Значения пос
янных для этого опыта следующие:	/=16,5°	С; h
= 0,079 м; /(=35,2; К0= 1480; /С, = 8,15-10-4; АГ2 = 0,0:
Таблица 1
Эо
т
с / т \
т
N
N
т0
F(-ъ)
ч
Кривая 1 (см. рис. 26, б)
0,275
0,02005
1,845-10^
1,10
0,00037
6,83
0,300
0,0731
5,061-Юз
1,20
0,00140
7,09
0,350
0,2565
1,442-103
1,40
0,00505
7,28
0,400
0,562
6,583-Юз
1,60
0,01034
6,80
0,450
0,950
3,894- Юз
1,80
0,01688
6,57
0,500
1,400
2,643-102
2,00
0,02441
6,45
0,525
1,640
2,256-102
2,10
0,02849
6,43
Кривая 2 (см.
рис. 26, б)
0,215
0,0123
2,358-101
1,10
0,00037
8,72
0,254
0,0995
2,914' Юз
1,30
0,00299
8,71
0,294
0,249
1,165-103
1,50
0,00752
8,75
0,335
0,460
6,304-102
1,71
0,01382
8,71
0,392
0,815
3,558-Ю2
2,00
0,02441
8,68
0,480
1,465
1,979-Ю2
2,45
0,04409
8,72
0,510
1,710
1,696-102
2,60
0,05139
8,71
Массы грузов, входящие в расчетные формулы, им
ют величины для кривой 1 т0 = 0,250 кг, т' = 0,338 ь
для кривой 2 т0 = 0,196 кг, т'= 0,260 кг. Значения ре
логических свойств продуктов, вычисленные по даннь
рис. 26, приведены в табл. 11.
Из анализа кривых (см. рис. 24 и 26) видно, ч'
фарш можно рассматривать как твердообразную сист
му, имеющую упруго-пластично-вязкие свойства и опр
деленную пространственную структуру. Последняя i
своему характеру относится к коагуляционной, что по
тверждают результаты микроскопических исследован!
Г152].
138

Таблица 11
Рисунок
Кривая
Предельное напряже¬
ние сдвига Па
Пластическая вяз¬
кость, Па-с
26, а
1
640
1,9
2
530
2,3
26, б
1
370
6,8
2
290
8,7
Реограммы (см. рис. 26) образуют петли гистерези¬
са, объясняемые отсутствием равновесия при замерах в
связи с постепенным разрушением структурной сетки.
Каждому значению градиента скорости соответствует
определенное равновесное состояние системы, которое
наступает при медленных его изменениях [67]. А. А. Баг¬
ров [9] рассматривает гистерезисные явления по раз¬
виваемой удельной мощности (она пропорциональна
площади между реограммой и осью ординат). Прохож¬
дение участка кривой вверх — вниз (по напряжениям)
позволяет получить равновесные значения напряжения
и градиента скорости (кривая 2, рис. 26) для соответ¬
ствующей степени разрушения структуры. Равновесные
величины на вискозиметре РВ-8 получаются в том слу¬
чае, если за время между измерениями структура не ус¬
певает существенно упрочниться и разница между при¬
кладываемыми напряжениями в двух следующих один
за другим замерах незначительная. Обобщают гистере¬
зисные явления криволинейные поверхности зависимости
эффективной вязкости от напряжения сдвига и длитель¬
ности его приложения.
По кривой 4 (см. рис. 26) можно вычислить степень
разрушения структуры — кривая 3, уравнение (I—41).
Верхний участок кривой 4 показывает значения эффек¬
тивной вязкости в области практически неразрушенных
структур. Далее при увеличении напряжения сдвига на¬
чинается лавинное разрушение структуры. В этом же
интервале кривая 3 резко возрастает, стремясь к 100%.
Дальнейшее увеличение напряжения (выше предельно¬
го) вызывает более медленное уменьшение эффективной
вязкости (нижний участок кривой 4). Подобный вид
имеют зависимости эффективной вязкости от градиента
скорости.
139

Цэф>
Рис. 27. Зависимость от окружной скорости вращения ротора эф¬
фективной вязкости:
/ — глиняном пасты с относительной влажностью 0,65; 2 — фарша свиных со¬
сисок; 3 — фарша русских сосисок.
Зависимость между эффективной вязкостью и скоро¬
стью боковой поверхности ротора вискозиметра, которая
пропорциональна градиенту скорости, в логарифмиче¬
ских шкалах изображена прямой линией (рис. 27) и мо¬
жет служить основной характеристикой при расчете ра¬
бочих органов машин и аппаратов в интервале от пре¬
дельного напряжения сдвига до напряжения, соответст¬
вующего предельному разрушению структуры. Таким
образом, движение с развитым градиентом скорости на¬
чинается при напряжениях, превышающих предельное,
и во всей области имеется степенная зависимость меж¬
ду эффективной вязкостью и скоростью [41]. Такая за¬
висимость обосновывается уравнениями (I—40). Не-
140

Рис. 28. Зависимость от напряжения сдвига и длительности его
приложения логарифма эффективной вязкости:
а — глиняной пасты; б — фарша русских сосисок.
сколько позже, исходя из молекулярно-кинетической тео¬
рии, Г. М. Бартенев и Н. В. Ермилова [12] дали фун¬
даментальное теоретическое обоснование уравнениям ти¬
па (1—39), (1—40).
Параллельно поставленные опыты не дают точного
воспроизведения величин реологических свойств, о чем
можно судить по отклонениям экспериментальных то¬
чек от равновесной кривой (см. рис. 27). Обычно точки
образуют семейство параллельных линий. Это в боль¬
шей мере проявляется у фарша, в меньшей — у глины,
для которой воспроизводимость опытов практически пол¬
ная.
На графике в трехмерной системе координат
(рис. 28), построенном по данным рис. 26, 27, одно¬
значно связаны эффективная вязкость, сдвигающее на¬
пряжение и общая длительность его приложения. Та¬
ким образом, при известной длительности приложения
напряжения можно определить эффективную вязкость.
Проекции кривых, полученных при постоянных времени
или сдвигающем усилии, на соответствующие коорди¬
натные плоскости дают семейство кривых, которые поз-
141

Рис. 29. Логарифмические зависимости реологических характерис¬
тик, полученных иа вискозиметре РВ-8 для свиных сосисок, от
кинематических факторйр (см. табл. 12):
а — реограммы; б — эффективная вязкость, вычисленная по уравнениям ква-
зиньютоновской жидкости; в эффективная вязкость, вычисленная по урав¬
нениям степенной жидкости; Ч — при нагружении системы (Ja — область до
начала лавинного разрушения структуры; 16 — область лавинного разрушения
структуры); 2 — при разгрузке системы; 3 — зависимость от окружной скоро¬
сти ротора.
воляют обобщить данные при различных условиях про¬
ведения опыта.
Криволинейные поверхности течения объясняют важ¬
ную особенность движения фарша — способность во вре¬
мя движения изменять величины реологических свойств.
Например, в насосе фарш подвергается кратковременно¬
му воздействию высоких напряжений и его эффектив¬
ная вязкость резко уменьшается. Затем фарш поступает
в трубу, где напряжение сдвига меньше, чем в насосе,
поэтому эффективная вязкость увеличивается во вре¬
мени за счет проявления эластичных свойств измельчен¬
ной ткани мяса и тиксотропного восстановления струк¬
туры. В какой-то момент ее значение достигнет вели¬
чины, при которой создаваемое насосом давление в дан¬
ном месте не сможет продавить фарш через трубу
вследствие возрастания гидравлических сопротивлений.
Произойдет заклинивание трубы, насос же, продолжая
подавать фарш, вызывает его сжатие в трубе до места
заклинивания. Наконец, упругие силы становятся доста¬
точными для продвижения фарша и произойдет истече¬
ние порции, т. е. подача будет пульсирующей. Косвен¬
но учитывая фактор времени, это явление можно опи¬
сать кривой, изображенной на рис. 27: при высоких ско¬
ростях смещения в насосе эффективная вязкость мала,
при небольших скоростях в трубе велика. Следователь¬
но, и напряжение, необходимое для транспортировки,
возрастает. Равномерное движение фарша по трубе с
малыми скоростями возможно в том случае, когда ка¬
сательные напряжения в рабочем органе насоса мень¬
ше, чем в транспортирующей трубе.
Пример графо-аналитической обработки этих же дан¬
ных по методике, изложенной в главе II, наглядно по¬
казан на рис. 29. Обработка существенно упрощается,
если формулу (II—49) представить в виде зависимости
массы грузов от частоты вращения (II—49а). Тогда по
143

реограммам в логарифмических координатах легко опре
делить индекс течения и вязкостной7" коэффициент Вп
который связан с коэффициентом Вт формулы (II—49
соотношением	/
В* = ВтК0. /	(Ш-'
Далее по формуле (II—50) следует вычислить эф
фективную вязкость при единичном значении градиент
скорости. На рис. 29, а, в кривая 1 аппроксимирован,
тремя прямыми: 1 — по всем экспериментальным точ
кам, 1а — по точкам в области до начала лавинног
разрушения структуры и 16—в области лавинного раз
рушения структуры. Аналогично кривую 2 можно ап
проксимировать, но первая зона менее протяженна
Кривая 3, которая характеризует зависимость эффектив
ной вязкости от окружной скорости вращения ротор;
[41], удовлетворительно аппроксимирует все экспери
ментальные точки по двум первым кривым. Представля
ет интерес, что в области лавинного разрушения струк
туры (кривые 16, 2, 3) индекс течения и темп разру
шения структуры постоянны. Если гистерезисные явле
ния незначительны, то экспериментальные данные, по
лученные при нагрузке и разгрузке, можно обобщат:
совместно. В этом смысле предложенный ранее авторох
метод [41 ] обобщения по окружной скорости вращени:
ротора обычно дает хорошие результаты (кривая 3)
Реологические характеристики, полученные различ
ными способами (по традиционным формулам и выве
денным здесь впервые), представлены в табл. 12 наос
нове экспериментальных данных рис. 29.
С учетом изложенной выше методики можно легкс
сопоставить все константы и освоить последовательное^
выполнения расчетов. Выбор той или иной модели те
чения при обобщении опытов решается эксперименталь
но в зависимости от применимости полученных резуль
татов для дальнейшего использования. Следует, ожи
дать, что такой подход к ротационной вискозиметрш
исключит полемику между сторонниками различных ме
тодов изучения реологических свойств пищевых продук
тов. При этом существенно, чтобы исходные математи
ческие модели течения были одинаковы.
Таким образом, для одного типичного примера рас¬
крыта сущность нескольких способов обобщения данных
ротационной вискозиметрии.
144

Таблица
12
Коэффициенты и номер формулы, по
которой они вычислены
а>
3
а
ж
и
га*
1
О
СО
|
г-
1 г:
]
а>
Ж
СЛ
04
О
К
а
а
<5
1
1
ж
а
ж
О) '
ж tH.
ж
СО
а)
ж
д
га
О
0J
ж
С4
у
1
а
ж
ж
О
ж
и
ж
д \о
СО
J_
а СГ
!0z
Ж
о.
д
га
а
1
V
S
а>
ж
03
о со
а ч
а 2
I
ю
Т J.
42
О
>.
-V ^
а
га
а
a J.
С1
I
1—1 1
о
ж
°
№
К
О.
И
с г"'
У Я
д О)
1 1=0
*1
1 о
5: Ю
I i
а
ж
а
и
о '
с.
1
(J
га "“С
1= с?
ж
а>
ж
д
о.
Ж
1
га
а.
га
С
га со
С (
1 О
s5'
. 1ГЭ
н 1
о.
>.
^ LO
1 1
§
Е
* 1
*=£
CQ ^
*’ “
Ч a
, У oj
* ° ж
CQ ж
с
cq
-II)
'°,я
О 1
* о
CQ О
S
-II)
И*
I 1 2
3 1 4
5
6
7
8
9
10
11
Рис. 29, а
Рис. 29,
б
Рис. 29,
в
1
0,434
642
362
0, 12

430
35,2
364
0,88
12,9
1а
0,387
573
365
0,09
—
—
35,2
367
0,91
9,8
16
0,438
676
253
0,23
—
320
35,2
254
0,77
20,5
2
0,450
650
243
0,23

290
35,2
244
0,77
20,5
3
—
—
—
—
2,8

35,2
. •
0,77
ГГ р и меча и и е. Величины по графам о, 10, общие для всех зависимос¬
тей, приведенных на рис. 29.
Таблица 13
Предель¬
ное напря¬
жение сдви¬
га, Па
Пластиче¬
ская пяз-
Коэффициенты
нениям (II—
(1-39)
к урав-
44),
Продукт
кость,
Па-с
В
*
по
т
Говядина куттерованная
700
18—20
6, 1
510
0,73
Свинина полужирная куттеро¬
ванная
650
19—22
6,0
480
0,72
Колбаса
0,79
любительская
700
18—28
5,0
610
докторская
чайная
540
16—19
4,3
430
0,75
500
—
3,5
430
0,79
ливерная
6,0
780
0,80
при 30° С
2200
—
» 60° С
100
—
3,0
390
0,80
Сосиски свиные
450
9—11
3,0
320
0,77
Котлеты
400
9—14
3,5
360
0,76
Сырковая масса
800
22
5,5
390
0,70
Особая творожная масса
100
15—25
2,7
105
0,60
Глина влажностью 0,65
315
—
1,6
320
0,87
145

Значения основных структурно-механических свойст]
производственных композиций ряда мясных и молочны:
продуктов приведены в табл. 13 [33, 120].
Они получены для области лавинного разрушенш
структуры, т. е. при напряжениях сдвига больше пре
дельного. Результаты экспериментов обработаны П'
традиционной методике [26, 41, 45] и учитывают такж
показатели, измеренные с помощью конического пласто
метра и сдвигомера с трубкой.
Следует иметь в виду, что значения для производит
венных композиций могут отличаться от значений, ука
занных в табл. 13: для предельного напряжения сдви
га до ±45%, единичной вязкости до +7%', темпа раз
рушения структуры до ±3%. Это обусловлено различ
ной степенью механической обработки, влажностью ]
другими факторами, так как состав и готовность фарш;
определяет оператор; основываясь на своем опыте i
связи с отсутствием для этих целей объективных экс
пресс-методов.
В таблице видно, что величины структурно-механи
ческих свойств различных видов фарша отличаются до
вольно существенно. Имеются перспективные попытю
[32] все виды фарша разделить на три группы, объеди
нив в каждой группе те виды фарша, величины реоло
гических свойств которых мало отличаются друг от дру
га. Эти свойства в определенной мере характеризую
качественное состояние структуры продукта, т. е. его хи
мический состав (влажность, жирность, содержание го
вядины и свинины и пр.), степень механической об
работки и пр. [42, 43, 49, 160]. Причем, величинь
свойств, определенные в области лавинного разрушени:
структуры, более наглядно и глубоко отражают внут
реннюю сущность объектов по сравнению с реологиче
скими свойствами, измеренными в области практическ:
неразрушенных структур, так как высокие напряжени:
всесторонне проявляют особенности продукта.
Таким образом, данные табл. 13 содержат необходи
мые значения величин структурно-механических свойст
для расчета перемещения продуктов в рабочих органа
машин, а также для оценки некоторых технологически
показателей. Следует отметить, что в обобщеннуь
табл. 13 не вошли показатели ряда других продукте
[85, 107, 130 и пр.], так как по методике обобщения он;
146

несколько отличаются от данных, приведенных в этой
таблице. Названные продукты рассмотрены отдельно в
следующих разделах книги.
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ
НА СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Мясные фарши
Влияние температуры [43, 50]. Реологические свой¬
ства фарша изучали в пределах температур от 2 до
35° С, которую измеряли термопарами, вмонтированны¬
ми в стакан вискозиметра РВ-8. В процессе технологи¬
ческого цикла температура колебалась от 2 до 20° С
(рис. 30), но при термообработке она достигала 70—
80° С. За верхний исследованный предел взята темпера¬
тура 35° С, которая примерно соответствует началу де¬
натурации белков, и фарш из пластично-вязкого состоя¬
ния переходит в упругое. При измерении эффект начала
денатурации выражается в разрыве сплошности фарша
и проскальзывании ротора по нему.
Анализ реограмм показывает, что увеличение тем¬
пературы вызывает снижение значений всех реологиче¬
ских свойств, за исключением темпа разрушения струк¬
туры. С повышением температуры связи в водно-белко¬
во-солевых прослойках ослабляются за счет уменьшения
вязкости растворителя и более интенсивного теплового
движения молекул. Это ведет к ослаблению прочности
структуры в целом. Кроме того, на температурные из¬
менения прочности структуры, по-видимому, влияют,
также диффузионно-осмотические процессы. Отноше¬
ния вязкости фарша при различных температурах при¬
мерно равны отношениям вязкости воды при этих же
температурах. Так, при температуре от 25 до 35° С от¬
меченная пропорциональность сохраняется в меньшей
мере, например при 2 и 23° С отношение вязкости воды
1,78, фарша русских сосисок—1,70; при 2 и 35° С со¬
ответственно— 2,32 и 2,56.
Увеличение темпа разрушения структуры при 2—
23° С обусловлено более быстрым разрушением струк¬
туры (ее прочность уменьшается); уменьшение темпа
при 25—35° С — началом проявления денатурационных
147

Рис. 30. Зависимость от длительности старения и температуры ре¬
ологических свойств фарша докторской колбасы:
а — пластической вязкости; б — предельного напряжения сдвига; в — темпа
разрушения структуры; г — эффективной вязкости при единичной скорости.
процессов, которые препятствуют разрушению струк¬
туры.
Температурные зависимости изменения структурно-
механических свойств фарша в интервале 2—23° С при
малой продолжительности его выдержки аппроксимиро¬
ваны прямыми с ошибкой, не превышающей ±3% (см.
148

рис. 30). Аналогичная аппроксимация вязкости воды
дает такую же ошибку.
Влияние концентрации водородных ионов (pH).
Проф. Р. Хамм с сотрудниками [207] установил, что
при pH около 5 достигается определенный минимум те¬
кучести (вязкости, предельного напряжения сдвига
и пр.). При добавлении к фаршу соляной кислоты этот
минимум сдвигается в сторону меньшего значения pH.
При изменении pH на единицу в сторону увеличения
или уменьшения от значения, соответствующего мини¬
муму вязкости, ее величины могут возрасти в 4—5 раз.
Добавление нейтральной соли (например, поваренной)
смещает изоэлектрическую точку лиофильного белка в
область меньших значений pH и увеличивает набухание
частиц, а также и влагоемкость. При трупном окочене¬
нии (1—2 сут) pH уменьшается, что в свою очередь
влечет сокращение миофибрилл. При этом в зависимо¬
сти от начальной величины pH вязкость изменяется не¬
однозначно.
Для изменения pH в целых тканях мяса в широких
пределах (от 5,6 до 7,0) животным перед убоем инъеци¬
руют лекарственные препараты (эпинефрин) [190]. Же¬
сткость мышц в процессе тепловой обработки в тече¬
ние 1 ч при температуре 65 и 90° С снижается пример¬
но в 3 раза с увеличением конечной величины pH от
5,6 до 6,9. При этом потери жидкости уменьшаются ли¬
нейно, а pH при варке увеличивается, например, у сы¬
рого мяса — 5,4, у вареного — 5,8.
Влияние процесса старения — выдержки 1 (т в ч) на
реологические свойства фарша [50]. В первые два часа
старения фарша величины его реологических свойств
неизменны. В результате выдержки в течение 4—10 ч
реограммы становятся более пологими, а реологиче¬
ские характеристики увеличиваются до максимума (см.
рис. 30). Таким образом, продолжительность выдержки
является критической; при этом заканчивается процесс
самопроизвольного упрочнения, влага полностью насы¬
щает все имеющиеся связи.
1 В производственных условиях продолжительность выдержки огра¬
ничена. Однако описанные исследования проведены с целью уста¬
новления влияния времени выдержки на СМС фарша при длительном
хранении.
149

Дальнейшая выдержка вызывает уменьшение зна
ний всех характеристик, что, по-видимому, объясняе!
ослаблением структуры или ее элементов под воздей
вием микробиологических и биохимических процесс
Подобная картина — нарастание и спад прочности
время старения — наблюдается при исследовании ге
яичного альбумина [72]. Для неорганических сист<
например пасты бентонитовой глины, ослабление npi
ности структуры не отмечено. Таким образом, наибо.
шая прочность структуры фарша достигается к 4—1C
выдержки. Этот вывод имеет важное значение для п<
готовки колбасных изделий к термической обработ
Установленная продолжительность старения (2—3 ч)
течение которой величины свойств практически не ме!
ются, позволяет проводить исследования при одина]
вых начальных и конечных условиях.
Влияние температуры и продолжительности выдер
ки на структурно-механические свойства фарша. П
комплексных исследованиях влияния на значения стр;
турно-механических свойств фарша температуры и п]
должительности выдержки (см. рис. 30) одновремен
было определено изменение количества микроорган]
мов (рис. 31). Для тонкоизмельченных видов фарша (
наружено во время выдержки три общих перио;
упрочнение структуры и логарифмический рост мик[
организмов; ослабление структурных связей и логари
мический или экспоненциальный рост микроорганизм»
качественное изменение структуры, сопровождающее
уменьшением темпа роста микроорганизмов с однов]
менным их отмиранием.
Первый период делится на три фазы. В первой ф;
длительностью 2—4 ч (чем ниже температура, тем п]
должительнее время) величины структурно-механи
ских свойств фарша практически не меняются. Отно»
тельный рост количества микробов незначителен. 2
фазу можно назвать потенциальной, когда форми)
ются предпосылки для дальнейших количественных
качественных изменений состояния фарша. Во втор
фазе длительностью около 2 ч значения структурно-j
ханических свойств фарша увеличиваются на 10—22
наблюдается процесс тиксотропного упрочнения стрд
туры. В третьей фазе (от 3—4 ч при 22° С до 46 ч п
3°С) величины структурно-механических свойств фг
150

Рис. 31. Кривые изменения общего числа микроорганизмов (а) и
скорости их относительного приращения (б) в фарше русских со¬
сисок в процессе старения при температурах:
/ — 2—4; 2—12—14; 3 — 20—22° С.
ша имеют наибольшее значение, процесс тиксотропного
упрочнения заканчивается. Предельное напряжение
сдвига 0О (в Па) в конце первого периода и его про¬
должительность тпр (в ч) можно определить:
для фарша	для фарша
русских сосисок докторской колбасы
0О = 520 — Ш;	0О = 400 — 3t;
Тпр =57,6 — 2,121;	тпр = 33 — t.
Во втором периоде значения свойств фарша умень¬
шаются, а темп роста микрофлоры резко ускоряется. Ко¬
нец второго периода характеризуется экстремальным
значением кривой роста количества микробов (см.
рис. 31,6) и точкой перегиба на временных кривых из¬
менения структурно-механических свойств (см. рис. 30).
Резкое уменьшение значений структурно-механических
свойств связано с качественными изменениями фарша и
ослаблением структурных связей и его разложением.
В третьем периоде общее число микроорганизмов уве¬
личивается, но наряду с этим начинается процесс их от¬
мирания, структурно-механические свойства достигают
наименьшего значения.
151

Рис. 32. Реограммы и зависимость эффективной вязкости от ск
рости сдвига для фарша:
а — сосисок русских при влажности: / — 0,685; 2 — 0,705 ; 3 — 0,716; 4 — 0,7
■5 — 0,735;	6 — 0,750;	7 — 0,773;	8 — 0,780;	9 — 0,805;	10 — 0,8] 5;	11 — 0,8
б — докторской колбасы прн влажности: 1 — 0,606; 2 — 0,642; 3 — 0,680; 4
0,699; 5 — 0,742; 6 — 0,820.
Влияние на значения реологических свойств фарн
влажности и температуры. Исследования, проведенш
при продолжительности выдержки до 2—3 ч, позволш
получить наиболее устойчивые показатели величин ре
логических свойств [43]. Отклонения в эксперимент;
были в пределах ±5%, что обусловлено в основнс
различной длительностью куттерования проб фарп
[200]. Изменение относительной влажности W наход
лось в пределах от 0,60 до 0,84 кг влаги на 1 кг общ<
массы сырого фарша (рис. 32). До нужной влажное:
фарш доводили разбавлением водой и тщательным п
ремешиванием.
С повышением влажности фарша утолщаются жидк
стные прослойки дисперсионной среды между частиц
ми, уменьшается концентрация белков в растворе пр
152

Рис. 33. Зависимость от температуры и влажности реолсп «чески
свойств фарша докторской колбасы:
а — предельного напряжения сдвига; б — пластической вязкости; в — эффен
тивной вязкости при единичной скорости.
слоек, снижается их вязкость, а следовательно, проч
ность структуры и значения структурно-механически;
свойств (рис. 32, 33). При этом темп разрушения струк
туры от влажности не зависит и при ее изменении оста
ется постоянным: на рис. 32 все линии параллельны
Одновременно проведенные гистологические исследова
ния при увеличении влажности фарша указывают н;
развитие встречного процесса—увеличение диаметр;
мышечных волокон, что само по себе должно было бь
вести к возрастанию значений свойств, так как поверх
ность частиц увеличивается и некоторое количество вла
ги поглощается клетками. В неорганической системе —
пасте бентонитовой глины [154]—при увеличенш
влажности водные прослойки между частицами утолща
ются, возможно диспергирование крупных частиц. Изме
нение влажности от 0,66 до 0,76 в кг влаги на 1 кг об
щей массы уменьшает предельное напряжение сдвиг;
и единичную вязкость глины примерно в 14—18 раз
т. е. практически вся влага участвует в прямом про
цессе — утолщении прослоек между частицами. Такое
же увеличение влажности фарша вызывает снижение
этих величин в 2,5—3,5 раза. Следовательно, прямог
процесс (утолщение водных прослоек), снижающий
прочность структуры, хотя и наблюдается, но зна¬
чительно тормозится обратным процессом (набуханием
мышечных волокон, увеличением их поверхности и свя¬
зыванием влаги), который способствует возрастанию
154

прочности. Суммарное действие этих процессов дает в
итоге сравнительно небольшое снижение прочности
структуры фарша (см. рис. 33).
Для многих пищевых продуктов (фарша, теста и пр.)
влажность является одним из главнейших технологиче¬
ских показателей. Вместе с тем пока нет достаточно на¬
дежных экспрессных и непрерывных способов ее изме¬
рения. Поэтому для контроля качественных показателей
продуктов большое значение имеет разработка как ме¬
тодов измерения значений, как структурно-механических
свойств, так и влажности; при непрерывном измерении
этих характеристик и наличии обратной связи к обра¬
батывающей машине возможны оперативный контроль и
регулирование качества продукта.
Проф. Р. Хамм установил [206], что влияние добав¬
ленного количества воды на вязкость фарша зависит от
содержания в нем жира: чем больше жира, тем меньше
снижается вязкость. В этих опытах для изменения жир¬
ности к гомогенатам длиннейшего мускула спины до¬
бавляли свиной топленый жир. С увеличением добавле¬
ния жира (от 0 до 50%) пределы текучести и вязкости
сильно возрастали при 15° С, незначительно — при 20°С
и снижались при 30° С. Увеличение температуры приво¬
дило к снижению предела текучести и вязкости, которое
было тем сильнее, чем выше содержание жира в фарше.
В модельных фаршах без добавления жира температура
оказывала лишь незначительное влияние на реологиче¬
ские характеристики. Приблизительно при 24° С содер¬
жание жира почти не отразилось на реологических
свойствах фарша. По нашим данным [152], для свино¬
го топленого жира критической температурой является
26,5° С. Если температура ниже, жир приобретает
сплошной пространственный каркас кристаллизацион¬
ного типа. Вполне реально, как определил Р. Хамм, что
в смеси с водой и гомогенатами мышечной ткани эта
температура снижается до 24° С.
Влияние влажности, температуры и давления на зна¬
чения структурно-механических свойств фарша. Ком¬
плексные исследования позволили получить эмпириче¬
ские зависимости для вычисления величин свойств фар¬
ша при выдержке после приготовления 3 ч [42].
Одновременно с вискозиметрическими были прове¬
дены гистологические исследования, для которых брали
155

исходный фарш и пробы из стакана вискозиметра поел
проведения опыта. Повышение влажности (от 0,67 д
0,76 кг/кг) ведет за счет осмотической диффузии влаг
к увеличению диаметра мышечных волокон (от 35 л
50 мкм) вначале быстро, затем медленнее; толщина сс
единительнотканых прослоек (эндомизия) меняется с
3 до 8 мкм в начале медленно, затем быстрее. Повынк
ние гидростатического давления вызывает увеличенг
диаметра волокон при нижнем значении влажности
уменьшение — при верхнем (после снятия давления
Жидкостные прослойки между частицами при высоко
влажности фарша уменьшаются при изменении давл(
ния от 0 до 2-.105 Па, затем толщина их остается посте
янной. При низкой влажности размер прослоек увел!
чивается до давления (2-у5)105, затем уменьшается.
На	основе вискозиметрических исследовани
(рис. 34) получены зависимости для расчета величи
структурно-механических свойств фарша русских coci
сок — ФРС— и фарша докторской	колбасы — ФД1
^ ” ai (1 ехр [ а3Х (1 —	lg У)], 1	_
т = ах (1 + a2lgF) +a3t,	}
где	Z — предельное напряжение сдвига, пластическая
эффективная вязкость в	области наиряжени
превышающих предельное	напряжение сдви
(табл. 14);
аи а2, а3, а4—эмпирические коэффициенты, значения которь
приведены в табл. 14;
У=р-10“5+1—модуль (числовое значение) абсолютного да
ления;
р — избыточное гидростатическое давление, Па;
X=W—WKр — избыточная влажность фарша, кг воды на 1 i
фарша;
W—относительная влажность, кг воды иа 1 кг сыр
го фарша;
1ÄР— критическая влажность фарша: для русских с
сисок — 0,48; для докторской колбасы — 0,4
Критическая влажность соответствует точке перех<
да от квазитвердого тела (пластичного) к пластичш
вязкому. Ее значения определены экстраполяцией.
Пределы применимости уравнений: температуры с
3 до 23° С; давления от 0 до 10-105 Па, влажности дл
фарша русских сосисок от 0,65 до 0,77; для фарша до)
торской колбасы—от 0,60 до 0,76. В приведении
обобщениях криволинейные температурные измененг
156

в0,Па
Рис. 34. Зависимость от относительной влажности и давления при
различных температурах (I—5, 2—11, 3—21° С) реологических
свойств фарша русских сосисок:
а — предельного напряжения сдвига; б — пластической вязкости; в — эффек¬
тивной вязкости при единичной скорости; г — темпа разрушения структуры.
структурно-механических свойств аппроксимированы
прямыми, что значительно упрощает расчетные зависи¬
мости, давая ошибки в указанных пределах изменения
переменных для ri(/) —1,7%; во ( О—3%; B(t) —1,2%;
m(t)—0,5%. Разброс точек и округления дают ошибку
не более 5%, которая имеет порядок ошибки измерения
свойств, составляющей ±6%.
157

Таблица 14
Коэффициенты к уравнениям (III-5)
Структурно-
механические
свойства
Фарш русских сосисок
Фарш докторской колбасы
о2
а3
а.
«1
#2
а3
а*
00, Па
т), Па -с
В, Па • с
т
10100
200
64
0,732
0,0185
0,020
0,020
0,091
12,0
10,8
10,8
0,0017
0,280
0
0,173
5200
28
26
0,708
0,0133
0,020
0,020
0,0635
11,5
4,75
8,8
0,0017
0,380
0
0,40
При увеличении давления значения всех свойств уве¬
личиваются, исключение составляет пластическая вяз¬
кость, которая практически не зависит от давления: от¬
клонение опытных величин от расчетных не превышает
±6%. Изменение величин свойств при различных дав¬
лениях объясняется главным образом перераспределе¬
нием дисперсионной среды в системе и изменением раз¬
мера частиц и гидратных оболочек. Кроме того, прило¬
женное давление вызывает переориентацию частиц, бо¬
лее компактную их упаковку с одновременным дефор¬
мированием; количество и объем воздушных полостей
сокращаются. Все это ведет к упрочнению связей меж¬
ду частицами и для разрушения системы требуются бо¬
лее интенсивные внешние воздействия.
Представляют интерес эксперименты, в которых изу¬
чали структурно-механические свойства фарша при не¬
однократной нагрузке его гидростатическим давлением
и разгрузке в ротационном вискозиметре [42]. Та¬
кой процесс может быть в обрабатывающих маши¬
нах. При этом наряду с ориентацией частиц в потоке
последовательно происходит упрочнение и ослабление
структурных связей; изменение структурно-механиче¬
ских свойств при последовательных нагружениях дав¬
лением происходит менее интенсивно, чем при одно¬
кратном (рис. 35). Уменьшение величин структурно-ме¬
ханических свойств при измерениях после сброса давле¬
ния (см. рис. 35, кривая 4) обусловлено ослаблением
структуры фарша предыдущими воздействиями на нее.
Таким образом, эти эксперименты показывают, что исто¬
рия нагружения образца гидростатическим давлением
оказывает влияние на величины СМС.
158

в0, Па
900
700
500
500
//
2^*
s с
< _
S -
5
и
>
? /
/
1
1
У
*
/
1
1
0
1
1
-о
8,Пас
f1
to
9
В, Па-с
О
V
—А—I
ч
2,5
Т~
О
2,5
/
/
1
|
ч 1/
/
7
1
1
♦
|
г
-А
т
0,820
0,800
0,780
0,760
О
1 .
1%5
|
V
h—-
-6
-О-
О
8
У
Рис. 35. Кривые изменения реологических свойств фарша при раз¬
личных методах измерения:
1 — под давлением с заменой каждый раз образца фарша новым; 2 — при уве¬
личивающихся давлениях на одном образце фарша; 3 — последовательно при
повышенном давлении и после сброса его до нуля; 4 — последовательно после
сброса давления до нуля.
Влияние механической обработки на реологические
свойства фарша. Комплексные исследования структур¬
но-механических и ряда технологических характеристик
фарша при куттеровании [48, 49, 135, 201] позволили
научно обоснованно подойти к расчету, осуществлению
и прогнозированию этого процесса с целью получения
готовых продуктов высокого качества при стабилизиро¬
ванных выходах. В результате любого механического
воздействия (перемешивания, растирания, измельчения,
резания и пр.) на продукт изменяются величины его фи¬
зических свойств и технологические показатели Г110,
154, 174]. Для получения желаемого эффекта необхо¬
димо подвести к продукту определенное количество по¬
лезной энергии, которая вызывает изменение качества
159

продукта. Другая часть энергии из общей расходуется
на преодоление сил сопротивления и трения, преобра¬
зуясь в тепло. Например, при куттеровании полезная
энергия составляет 5—10% от общей подведенной (оце¬
нивается по косвенным измерениям). В связи с этим
при рассмотрении механической обработки изучают не¬
обходимую длительность проведения процесса: для каж¬
дой машины длительность будет иметь свое значение
[35]. Однако для практических целей такой спосоС
оценки механического воздействия вполне приемлем.
При куттеровании происходит тонкое измельчение
(резание) мяса, что позволяет получить фарш с опре¬
деленными технологическими характеристиками, кото¬
рые предопределяют качество готовых изделий. На каче¬
ство продукта влияют тип измельчающей машины (кут-
тер, куттер-мешалка, эмульсатор и пр.), но это не прин¬
ципиально, т. е. процессы независимо от применяемых
машин аналогичны, протекают одинаково, отличаются
лишь значения свойств и длительность достижения за¬
ранее заданных их величин.
Процесс куттерования вызывает не только механиче¬
ские изменения в фарше, но и химические, что ведет к
связыванию воды с белком и к эмульгированию жира,
Для этих процессов большое значение имеет содержа¬
щийся в мясе белок актомиозин, состоящий из актина
и миозина. В процессе куттерования к фаршу добавля¬
ют фосфаты, которые расщепляют актомиозин на актин
и миозин Они лучше поглощают воду и легче пере¬
водятся в растворимое состояние, чем актомиозин. Та¬
кого расщепления можно достичь при своевременном
добавлении соли (поваренной, нитрита) к парному мя¬
су (предварительный посол мяса). При этом важным
является равномерное распределение соли в продукте
в течение 6—8 ч после убоя животного. Для этого мясс
измельчают, смешивают с солью и хранят длительное
1 Влияние различных добавок на реологические и технологические
свойства фарша, начиная с работ профессоров А. А. Соколова и
Ю. Ф. Заяса [160, 161], рассматривали советские и иностранные ав¬
торы [25, 114, 156, 207, 212]. Было установлено, что добавки солей,
плазмы крови, растительных белков изменяют реологические свойст¬
ва фарша, улучшая в ряде случаев качество готовых изделий. Од¬
нако этот вопрос в большей мере относится к технологии и поэтому
вследствие небольшого объема книги здесь не рассматривается.
160

время в замороженном состоянии или в холодильнике
при 0—2° С в течение 3 дней. Растворимость актина и
миозина улучшается при концентрации соли около 5%.
Измельчение клеток в процессе куттерования мяса спо¬
собствует освобождению белка, который затем связыва¬
ется с водой. Перед добавлением воды и льда мышеч¬
ные волокна лучше измельчаются, так как находятся
в относительно сухом состоянии, причем измельчение
парного мяса более эффективно, чем остывшего. В про¬
цессе куттерования мясо не должно перегреваться. По¬
этому интенсивное предварительное измельчение перед
добавлением в куттер воды или льда приемлемо для об¬
работки замороженного мяса.
Для получения стабильной системы высокого каче¬
ства необходимо одновременное достижение оптималь¬
ных степени измельчения и конечной температуры про¬
дукта. Она не может быть получена, если сильно из¬
мельчена жировая ткань или слишком высокая локаль¬
ная температура в области резания явилась причиной
неблагоприятных изменений белка, или за непродолжи¬
тельный период куттерования не освобождено достаточ¬
ное количество белка для связывания с водой.
Измельчение на куттере относится к весьма интен¬
сивным механическим процессам, резко меняющим фи¬
зические свойства продукта. Комплексное изучение про¬
цесса куттерования позволило выбрать оптимальный ре¬
жим его проведения и разработать эффективные спосо-
ры регулирования качественных показателей сырого
фарша и готовых изделий из него. В качестве главней¬
ших независимых переменных выбраны:	длительность
измельчения как характеристика процесса и влажность
как характеристика объекта.
Процесс куттерования состоит из трех основных пе¬
риодов, в которых структурно-механические свойства
сырого фарша и готовых изделий претерпевают указан¬
ные изменения. На рис. 36 показаны типичные зависи¬
мости изменения величин свойств фарша от влагосодер¬
жания и длительности куттерования на куттере вмести¬
мостью 0,080 м3 и с тремя серповидными ножами.
В начальном (подготовительном) периоде куттеро¬
вания размер частиц уменьшается незначительно; до¬
бавленная в куттер вода перемешивается с частицами
мяса и образует около них толстые прослойки, облег-
6 Зак. 1926
161

Рис. 36. Зависимость от длительности куттерования и влагосодер
жания реологических свойств русских сосисок:
а — предельного напряжения сдвига сырого фарша; б — предельного напря
женин среза изделий после термической обработки.
чающие деформацию; предельное напряжение сдвигг
имеет в конце периода минимальное значение.
В первом, основном, периоде осуществляется интен
сивное разрезание частиц, их общая поверхность увели
чивается, влага из свободной переходит в поверхностно'
связанную, происходит процесс образования ново!
структуры фарша. К концу периода предельное напря
жение сдвига достигает максимального значения (см
рис. 36). Дальнейшее продолжение процесса (второ{
период) ведет к некоторому «размочаливанию» волокон
предельное напряжение сдвига уменьшается, наблюда
ется «перекуттерование» фарша. Начиная со второй
периода, повышение температуры, увеличение числг
мельчайших частиц, аэрирование массы и эмульгирова
ние жира [15] ведут к вторичному структурообразова
нию (первичная структура фарша образуется в первод
периоде). Одновременно происходят коллоидно-химиче
ские изменения [15]. Названным экстремальным точкаи
в конце подготовительного и первого периода соответ
ствуют экстремальные точки других характеристик (во
досвязывающая способность, выход готовых изделий \
пр.). Длительность процесса, при которой все показа
тели фарша при данной влажности и готовых издели]
162

достигают экстремальных значений (конец первого пе¬
риода), а строение его наиболее однородно при ком¬
пактной укладке частиц, названа оптимальной продол¬
жительностью куттерования (т0цТ, мин).
При увеличении влажности (влагосодержания) фар¬
ша значения его сдвиговых свойств уменьшаются по
экспоненциальному закону (см. рис. 33, 34). При кутте¬
ровании добавление воды к мясу способствует более бы¬
строму разделению мышечных волокон [201] , т. е. хо¬
рошо гидратированное мясо измельчается лучше [204],
причем считают, что добавлять воду при куттеровании
нужно постепенно. Следовательно, при увеличении вла¬
госодержания (U в кг воды на 1 кг сухого вещества)
оптимальная продолжительность куттерования уменьша¬
ется. При определенном для каждого вида продукта
значении влагосодержания — назовем его первым крити¬
ческим или оптимальным Ui—готовые изделия имеют
наилучшие технологические, в том числе и качествен¬
ные, показатели. Это значение влагосодержания почти
одинаково для различных измельчающих машин, со¬
ответствует точке перегиба зависимости характеристик
от влагосодержания при оптимальной продолжительно¬
сти куттерования (кривая 1, рис. 36,6). Из этих сооб¬
ражений, основанных на результатах обширных экспе¬
риментальных исследований, следует чрезвычайно важ¬
ный практический вывод, приемлемый, по-видимому,
для самых различных пищевых продуктов; оптимальная
продолжительность механического воздействия (кутте¬
рования, перемешивания и пр.) и оптимальный химиче¬
ский состав сырья (влагосодержание, жирность и пр.)
соответствуют эталонным условиям его обработки и поз¬
воляют получить готовый продукт с эталонными значе¬
ниями структурно-механических свойств и требуемыми
технологическими показателями. Эталонные показатели,
как правило, постоянны для продукта каждого вида.
Отсюда следует, что эталонные условия измельчения
фарша позволяют получить высококачественный про¬
дукт при стабилизированных выходе и свойствах и тре¬
буют наименьших затрат машинного времени, т. е. эко¬
номически наиболее выгодны.
При дальнейшем увеличении влагосодержания опти¬
мальная продолжительность куттерования уменьшается
и достигает минимума при втором критическом влаго-
6*	163

содержании сырого фарша U2. При влагосодержанш
сырого фарша больше второго критического, значени!
оптимальной продолжительности куттерования внов
увеличивается (рис. 36), что объясняется утолщение!
водно-белковых прослоек между частицами и, следова
тельно, уменьшением сил сцепления между элементам]
коагуляционной структуры. Таким образом, частицы на
ходятся как бы в плавающем состоянии и их относи
тельные смещения облегчены. Согласно существующе!
теории куттерования наилучшие условия для измельче
ния создаются, когда продолжительность воздействи:
ножа на продукт равна периоду релаксации упруги:
деформаций или меньше его, т. е. продукт можно рас
сматривать, как упруготвердое тело. При высоком вла
госодержании, т. е. при обводнении фарша, его состоя
ние отличается от упругого.
Для характеристики степени измельчения фарша
выяснения сущности процесса и причин изменени:
структурно-механических свойств были проведены ис
следования эффективного диаметра частиц [154, 172]
Типичные кривые распределения размеров частиц пока
заны на рис. 37. Экстремум соответствует оптимально]
продолжительности куттерования. При построении зави
симостей эффективного диаметра частиц от влагосодер
жания при оптимальной продолжительности куттерова
ния экстремумы кривых показывают оптимальное вла
госодержание фарша.
Изменение геометрических характеристик частш
фаршей говяжьих сарделек и докторской колбасы по
добны, исключение составляет продукт с максимально?
жирностью — фарш свиных сарделек. Для этого фаршг
размер частиц достигает минимума при оптимальной
продолжительности куттерования, а затем увеличивает¬
ся за счет слипания капелек жира. Одновременно были
проведены гистологические исследования при различной
длительности куттерования; они показали аналогичные
результаты.
При эталонных режимах обработки эффективный
диаметр частиц составляет для фарша говяжьих сар¬
делек 1,5—1,6 мм, докторской колбасы 0,8—0,9, свиных
сарделек 1,2 мм. Частицы большего размера обычно по¬
лучаются при измельчении на куттер-мешалке за счет
худшего измельчения соединительной ткани.
164

Рис. 37. Кривые изменения содержания частиц данного размера по
отношению ко всему количеству частиц фарша докторской колба¬
сы в зависимости от их размера и длительности куттерования.
Эталонные показатели продуктов, полученные в ре¬
зультате комплексных исследований сдвиговых, ком¬
прессионных, тепло- и электрофизических свойств, каче¬
ства и ряда технологических характеристик фарша и го¬
товых изделий приведены в табл. 15. Кроме того, наос-
Таблица 15
Продукт
Содержание говядины,
кг на 1 кг мяса
Характеристика сырого фарша
Характери¬
стика готового
продукта
влагосодержаиие, кг
воды иа 1 кг сухого 1
вещества i
предельное напряже- i
ние сдвига 0О, Па
пластическая вязкость
Т). Па с
единичная вязкость
В, Па-с
темп разрушения
структуры т, мин
влагосодержаиие,
кг воды на 1 кг
сухого вещества
: напряжение среза,
о-10 3, Па
Говяжьи сардельки
0,90
3,90
300
3,88
1,94
0,82
3,54
31,6
Русские сосиски
0,50
2,40
320
6,96
2,35
0,76
2,22
20,2
Докторская колбаса
0,25
1,80
310
4,86
2,05
0,74
1,66
—
Свиные сардельки
0,00
1,34
160
3,02
1,01
0,80
1,25
14,2
Примечание. Реологические характеристики могут отличаться от ука-
ванных в таблице в пределах ±5%, влагосодержанне— ±1%.
165

новании результатов исследовании получены эмпириче
ские зависимости для расчета основных харантеристш
процесса куттерования.
Выход готовой продукции швых (в кг на 1 кг мяса]
связан с влагосодержанисм и определяется из матери
альных балансов [35]:
Мг.и Мг.„	'+^к
твых- Мы - м (l+mD)- i+{/M •	(1И	6
с.ф
Потери жидкости — бульона — при варке тж (в ki
на 1 кг сырого фарша, набитого в оболочку) определи
ют по разности влагосодержаний:
;	=	AU	-	.	(III—7
М а	1	+
Выход готовой продукции на сухое вещество исход
ного мяса объективно характеризует качество работь
фаршеизготовителей и определяется выражением
1
= l+UK.	(III—8
^сух.м 1-^к
Относительная влажность W (в кг влаги на 1 ю
продукта — фарша, мяса, готового изделия) и влагосо
держание U в кг влаги на 1 кг сухого вещества связа
ны соотношением:
В формулах (III—6) — (III—9) величины имеют сле¬
дующие значения:
Мг.д — масса готового изделия, кг;
Мы — масса исходного соленого мяса, включая жир, кг;
Мс.ф — масса сырого фарша, кг;
UM — влагосодержание исходного соленого мяса \
жира, кг/кг;
U,; — влагосодержание готового изделия, кг/кг;
U„ — влагосодержание сырого фарша, кг/кг;
ДU=UB — Uк — разность влагосодержаний готового изделия 1
фарша, кг;
тв — количество добавленной воды, кг на I кг соле
ного мяса;
М0ух.м — масса сухого вещества в мясе, кг.
При известной влажности мяса и эталонной влаж¬
ности фарша (см. табл. 15) можно рассчитать количе¬
166

ство воды и льда, которое необходимо добавить в кут-
тер:
т* = ! — — ^
Эталонное влагосодержаиие фарша можно опреде¬
лить по эмпирической формуле
ич.эт = ехр (1,2mroB + 0,28),	(III—11)
где mroв — содержание говядины, кг на 1 кг исходной смеси мяса
(говядины и свинины).
Для расчета оптимальной продолжительности кутте¬
рования (тк. опт, мин) при эталонном влагосодержании
получена обобщенная зависимость [49]
Тк.опт=/( ехр (0,25тгов +0,46) 105Q-1,	(III—12)
где К — коэффициент пропорциональности, м3/(кг-с);
105 — коэффициент пропорциональности;
Q — обобщенная кинематическая характеристика измель¬
чающей машины, м3/(кг-с-мии).
Коэффициент К определяют по правилу аддитивно¬
сти;
К ■ Кговтгов + Ксв^СВ + КцМц ,	(III 13)
где mr0B + mCB + mn = 1 н обозначают соответственно содержа¬
ние в кг на 1 кг исходной смеси мяса без
воды; говядины, свинины и прочих доба¬
вок;
Ктов, Ков, Кп — коэффициенты пропорциональности (для
говядины II сорта Кгов=1; I сорта Ктов =
= 0,95; высшего сорта /СГов = 0,90; для по¬
лужирной СВИНИНЫ /Ссв=1; жирной Ков =
= 0,95; для жира-сырца Хс в = 0,90; для
прочих добавок /Сп=1).
Обобщенная кинематическая характеристика куттера
учитывает режущую способность /0 = —^ д , окруж-
„	2пг	г	|Ч	[,
ную скорость вращения ножей шн=-—~—	по их
наибольшему радиусу га и скорость подачи фарша под
режущий механизм по оси вращения ножей Шф:

где z — число иожей режущего инструмента;
«к, «я — частота вращения чаши куттера и ножей соответствен¬
но, об/мин;
М — масса фарша в куттере, кг;
R—расстояние от оси вращения чаши до оси вращения
ножей, м;
р — плотность фарша, кг/м3;
Fд — площадь сечения ножом слоя фарша за один обо¬
рот, м2;
aF — коэффициент площади.
Поскольку между периферийной кромкой ножа и ча¬
шей куттера всегда имеется зазор (h, м), то действи¬
тельная площадь сечения фарша ножом будет меньше
геометрической, определяемой по уравнению тела вра¬
щения, на величину зазора, т. е.
М	(	М	\	0,41
Рд — Рте ом Р зазора = ~Z ГГ 1 > 93ru/l I	—- ]
2яр£	\	яр/г^	у
При зазоре между чашей и ножом 0,005 м коэффи¬
циент площади равен 0,92. Он возрастает при увеличе¬
нии массы загрузки и уменьшается при увеличении за¬
зора; его значения обычно не выходят за пределы 0,95—
0,98. При измельчении фарша на других машинах фор¬
мула (III—14) принципиально не меняется, хотя геомет¬
рические и кинематические характеристики определя¬
ются конструкцией машины.
Наряду с изменением структурно-механических и тех¬
нологических показателей куттерование вызывает хими¬
ческие изменения белков мяса Г 69). Для экспериментов
использовали лабораторный куттер с чашей вместимо¬
стью 0,008 м3 при измельчении «модельного» фарша:
0,5 размороженной говядины высшего сорта, 0,3 размо¬
роженной нежирной свинины (длиннейший мускул спи¬
ны) и 0,2 шпика. В качестве химического показателя
определяли экстрагируемость белков. В первом периоде
(табл. 16) она увеличивается за счет разрушения обо¬
лочек мышечных волокон и перехода миоплазмы и мио-
фибрилл в дисперсионную среду фарша, что способст¬
вует формированию коагуляционной структуры фарша.
Во втором периоде экстрагируемость уменьшается в ре¬
зультате локальных перегревов и механической денату¬
рации белков.
Из табл. 16 видно, что количество белков, экстраги¬
руемых боратным буфером с ионной силой 1,0, примерно
168

Таблица 16
Показатели
Количество экстрагируемых белков
(в % к общему азоту) при длитель¬
ности куттерования, мин
I
3
6
10
13
16
20
Азот белков, экстрагируемых ра¬
створителем
с низкой ионной, силой (за выче¬
том небелкового азота)
с высокой ионной силой
8,5
19,0
8,7
20,5
9,0
23,6
9,6
27,7
10,4
30,2
9,4
28,7
8,2
24,6
в 2,5—3 раза больше, чем белков, экстрагируемых фос¬
фатным буфером с ионной силой 0,15. На основании
этого сделано [691 предположение, что прочностные
свойства фарша и его водосвязывающая способность
предопределяются состоянием белков, главным образом
миофибриллярных, и их способностью переходить в ра¬
створ и образовывать стабильную коагуляционную
структуру.
Максимум кривой экстрагируемости, как видно из
табл. 16, приходится на длительность измельчения от 10
до 13 мин. При такой же продолжительности куттеро¬
вания все остальные структурно-механические и техно¬
логические 'показатели фарша и готовых изделий имеют
оптимальные значения.
При куттеровании существенно повышается темпера¬
тура фарша, так как большая часть энергии, подводи¬
мой к ножам, расходуется на преодоление сопротивле¬
ния трения и перемешивание. Особенно велик темп на¬
растания температуры в первые минуты куттерования.
К концу начального периода температура смеси повы¬
шается в 2—3 раза, причем более интенсивно в смеси
с меньшим количеством воды. В этот период — период
неустановившегося режима работы — происходит из¬
мельчение, перемешивание фарша с добавляемой водой
и распределение его по чаше куттера. Измерение и за¬
пись самопишущим ваттметром развиваемой мощности
показывает, что двигатель работает на предельной мощ¬
ности. При загрузке фарша единовременно большими
порциями в момент их прохождения под ножами (2—
169

N-fofem '
( 1 - -
1 1 —1
1 1 /ё
г/
Рис, 38, Зависимость от дли¬
тельности куттерования рас¬
четной мощности по темпера¬
туре:
/ — в центре чаши куттера; 2 — в
пристенном слое; 3 — в центре ча¬
ши, если за начальную взята тем¬
пература прн четырехминутпом кут-
терованни (/, 2, 3 — мощность, рас¬
считанная по температуре); 4—
мощность электродвигателя, запи¬
санная ваттметром.
4с) двигатель работает с перегрузкой до 25—40%
(рис. 38, кривая 4). Максимальная температура 30° С
была получена на куттере с чашей вместимостью 0,08 м3
за 22 мин. В периферийном пристенном слое темпера¬
тура на 1 —1,5° С ниже температуры в центральной ча¬
сти потока.
Для установившегося периода работы общее повы¬
шение температуры At (в К) с момента загрузки говя¬
дины можно определить из теплового баланса по коли¬
честву подведенного тепла Q (в Дж):
Q = сМЫ = 10» [аг — а2ия (1 — a3lgTKyx)], (III—15)
где с — удельная теплоемкость фарша, Дж/(кг-К);
М — общая масса загрузки, кг;
fli, а2, а3 — коэффициенты, зависящие от кинематических характе¬
ристик куттера, мощности, развиваемой режущим ме¬
ханизмом, и упругопрочностных свойств сырья.
Для области температур 20—70° С эффективная
удельная теплоемкость колбасного фарша различных ви¬
дов [56] находится в пределах 3750—4050 Дж/(кг-К).
Если ее вычислять по правилу аддитивности [56], то
следует учитывать скрытую теплоту плавления жира
или его эффективную теплоемкость.
В производственных условиях при куттеровании по¬
вышение температуры незначительно, так как в фарш
добавляют лед с водой при 0° С. Тогда в расчетную фор¬
мулу для температуры следует ввести поправку на скры¬
тую теплоту плавления льда.
По количеству подведенного тепла Q (в Дж) мож¬
но определить развиваемую режущим механизмом мощ¬
ность N (в Вт):
170

60ткут
При использовании уравнения (III—16), даже если
в куттер добавляют лед, поправку в формулу (III—15)
не вводят.
На рис. 38 >представлены типичные для куттеров кри¬
вые изменения мощности по длительности куттерования.
Показания ваттметра (кривая 4) в начальный период
неустойчивы, двигатель работает с кратковременными
перегрузками. В начале первого, установившегося, пе¬
риода мощность увеличивается и достигает максимума
в связи с интенсивным измельчением частиц мяса. За¬
тем начинается уменьшение мощности, что обусловлено
окончанием основного этапа резания. Проведение процес¬
са до оптимальной продолжительности куттерования
преследует цель формирования структуры фарша. При
этом процесс сопровождается повышением температу¬
ры, не менее интенсивным, чем в начальный период. Не¬
которая задержка спада мощности наблюдается в обла¬
сти оптимальной (продолжительности куттерования (го¬
ризонтальная площадка на кривой 4). Дальнейшая об¬
работка вызывает структурные, биотермические и меха-
нохимические изменения фарша и сопровождается про¬
должающимся спадом мощности.
Кривая 3 построена по температуре фарша [см. урав¬
нение '(111-16)1. За начальную принята температура
при четырехминутном куттеровании, когда истинная
мощность (по ваттметру) наибольшая. Можно считать,
что кривая 3 монотонно убывает, подчиняясь экспонен¬
циальному закону. Мощность, вычисленная по темпера¬
туре (теплу) от самого начала процесса (кривые 1 я 2),
больше истинной по ваттметру. Это объясняется тем, что
в начальный период куттер развивает максимальную
мощность. Приобретаемый фаршем запас тепла сумми¬
руется и увеличивает кажущуюся расчетную мощность
на всем дальнейшем протяжении процесса. Полученные
данные для определения увеличения температуры при
куттеровании позволяют заранее установить температу¬
ру фарша и, если она оказывается выше нормы, при¬
нять меры к ее уменьшению (добавлять вместо воды
лед, переохлаждать мясо и т.д.).
В качестве примера в табл. 17 приведены сравни¬
тельные данные изготовления сосисок русских по эта¬

лонному и произвольному (обычному) режимам обра¬
ботки фарша. Эксперименты были проведены в произ¬
водственных условиях. Сосиски варили в естественной
оболочке диаметром около 20 мм по существующей тех¬
нологии. Из табл. 17 видно, что эталонный режим во
всех опытах имеет преимущества по сравнению с обыч¬
ным. Для всех опытных партий мяса, кроме партии Б,
выход готовых изделий выше. Например, для менее
влажного мяса опытная партия А дает выход на 6%
больше, при лучшем качестве на 0,4 балла; для более
влажного мяса опытная партия Б — выход меньше на
1,7%, но качество опытной партии выше контрольной
на 0,5 балла. Следует отметить, что органолептическая
оценка качества при прочих равных условиях зависит от
диаметра оболочки, в которой варились сосиски.
Таблица 17
Способ изготовления фарша
и
опытные
партии
мяса
обыч¬
опти¬
опти¬
обыч¬
Показатели
ный
маль¬
маль¬
ный
ный
ный
А
Б
Относительная влажность шрота, кг воды
на 1 кг сырого фарша
говядина
0,
т
0,723
свинина
0,433
0,473
средняя смеси
0,580
0,598
Количество добавленной воды, кг на 1 кг
—
0,41
0,37
—
мяса
Относительная влажность фарша
0,6974
0,7020
0,7066
0,7267
Выход готовых изделий
кг на I кг сухого мяса
2,80
2,94
2,99
3,01
кг на 1 кг мяса
1,175
1,235
1,202
1,219
Относительная влажность готовых изделий
по анализу
0,634
0,648
0,652
0,659
по расчету
0,643
0,659
0,665
0,670
Общая сенсорная оценка качества готовых
3,7
4,1
3,7
3,2
изделий
172

Продолжение табл. 17
Способ изготовления фарша
и опытные партии мяса
Показатели
обыч¬
ный
опти¬
маль¬
ный
опти¬
маль¬
ный
обыч¬
ный
в
Г
Относительная влажность шрота, кг воды
на 1 кг сырого фарша
говядина
0,721
0,723
свинина
0,441
0,417
средняя смеси
0,581
0,570
Количество добавленной воды, кг на 1 кг
—
0,434
0,472
—
мяса
Относительная влажность фарша
0,6945
0,7005
0,7088
0,7058
Выход готовых изделий
кг на 1 кг сухого мяса
2,77
2,92
2,98
2,80
кг на 1 кг мяса
1,160
1,220
1,280
1,200
Относительная влажность готовых изделий
по анализу
0,639
0,656
0,636
0,613
по расчету
0,639
0,656
0,665
0,642
Общая сенсорная оценка качества готовых
3,9
3,9
3,7
3,6
изделий
Организация эталонного режима изготовления фар¬
ша требует соблюдения следующих условий:
посол шрота (отдельно говядины и свцнины) должен
происходить в емкостях вместимостью, соответствующей
одной или нескольким закладкам мяса в куттер;
каждая емкость должна иметь ярлык с указанием
влажности шрота и его массы;
продолжительность куттерования следует рассчиты¬
вать для изделий данного вида и определенного куттера
один раз.
Организация самого процесса куттерования включает
в себя следующие операции: по влажности шрота опре¬
деляют количество добавляемой воды и льда; куттеруют
в течение 0,5—2 мин (в зависимости от вида куттера)
говядину с частью воды, затем загружают свинину
И остальную воду. Перечисленные операции позволяют
173

стабилизировать выход и качество готового продукта.
Г. В. Бакунц [10, 138] аналитически описал два ос¬
новных периода куттерования: образование первичной
структуры фарша — второй член в формуле (III—17);
разрушение первичной и образование вторичной струк¬
туры— третий член в формуле (III—17). Оба процесса
протекают одновременно, и наложение одного на дру¬
гой дает типичные кривые изменения основных характе¬
ристик фарша (см. рис. 36, 37) с наличием экстремума.
Комплексная характеристика процесса куттерова¬
ния — крутящий момент на шаровом вискозиметре М
(в Н-м) —зависит от вида фарша, геометрических, ки¬
нематических и динамических параметров прибора (см.
рис. 7) и измельчающей машины; определяется уравне¬
нием:
где М0 — начальная характеристика процесса (крутящий мо¬
мент), Н-м;
Т„—продолжительность процесса куттерования, мин;
а, Ь, с—эмпирические коэффициенты, постоянные для опреде¬
ленного прибора и измельчающей машины, по различ¬
ные для каждого вида фарша.
Путем преобразований уравнения (III—17) получена
формула для вычисления оптимальной продолжитель¬
ности куттерования
з Га 2
Топт~]/ 2ЬЧ ~ 3 ' b ‘	(Ш“18)
Формула не учитывает влагосодержания фарша и
имеет частный характер. Однако как полученный ре¬
зультат, так и сама методика рассмотрения процесса
представляют несомненный интерес.
Для куттера с чашей вместимостью 0,08 м3 и тремя
серповидными ножами значения коэффициентов а, Ь,
с приведены в табл. 18.
Таблица 18
Фарш
а,
мии/(Н-м)
ь,
1/(Н-м)
с,
Н-м/мин2
Докторской колбасы
17,5
22,5
0,00035
Отдельной колбасы
38,0
10,8
0,00028
Сосисок русских
130,0
20,0
0,000063
174

Проверка формул, по на- /г,- д0,Па *	х,Сн4
шим экспериментальным
данным [48, 49, 200, 201], по¬
казала хорошее совпадение f
для фарша русских соснсок.
но для фарша докторской 321-350
колбасы дала заниженные
результаты.
Взаимосвязь различных
физических свойств. Мясо- W'-HO
продукты, являясь сложней¬
шими биологическими сое- Рис 39 3ависимость фИЗИЧе.
динениями, обладают раз- ских характеристик фарша из
нообразными физическими говядины от кратности про-
свойствами. В критических пускания его через мясорубку:
ТОЧКаХ обыЧНО ВНУТПеНИЯЯ 1 —удельная электропроводность;
тичлал оиичпи спутрсппип 2 — относительное осевое сжатие;
структура И величины 3 —предельное напряжение сдвига,
свойств претерпевают коли¬
чественные и качественные изменения. Все это создает
предпосылки для автоматического контроля различных
процессов по изменению одного или нескольких показа¬
телей, наиболее легко определяемых для данного про¬
цесса.
Высказанные соображения наглядно подтверждают¬
ся при изучении изменения предельного напряжения
сдвига (0О), удельной электропроводности (х), относи¬
тельной деформации осевого сжатия (е) и проницаемо¬
сти ИК-энергии через слой фарша в зависимости от сте¬
пени измельчения. Для этого длиннейший мускул спи¬
ны от говяжьей туши несколько раз пропускали через
мясорубку с отверстиями диаметром 3 мм. На рис. 39
показана зависимость названных величин от кратности
измельчения, которая определяет глубину обработки и
влияет на формы связи влаги с фаршем, изменяя тем
самым характеристики продукта.
Гистологические срезы фарша отличаются постепен¬
ным исчезновением исчерченности при увеличении степе¬
ни измельчения. Также увеличивается количество
аморфной массы фарша. Отчетливо заметны ядра в ис¬
ходном мясе, затем они встречаются все реже. Жировые
клетки исчезают, превращаясь в довольно крупные (до
0,025 мм2) капли. Соединительная ткань не претерпе¬
вает существенных изменений и представляет собой
175

включения в аморфную массу и обрывки мышечной тка¬
ни. К концу измельчения фарш представляет собой бо¬
лее «гомогенную» систему.
С увеличением степени измельчения возрастает физи¬
ческая поверхность частиц, что приводит к увеличению
адсорбционно связанной влаги. При невысокой степени
измельчения (1 и 3 раза) незначительно изменяются
свойства системы. Поскольку содержание влаги в фар¬
ше ограничено и ее связываемость в рассматриваемом
аспекте зависит от поверхности частиц, следует ожи¬
дать, что при достижении определенной поверхности
значения свойств фарша, зависящие от формы связи
влаги, станут инвариантными. При этом достижение ин¬
вариантности зависит от вида диспергирующей машины
и влагосодержания продукта.
Как видно из графиков (см. рис. 39) критические
точки приходятся на кратность измельчения 9. При уве¬
личении степени измельчения темп изменения свойств
замедляется.
Микросрезы для шестнадцатикратного измельчения
имеют аморфную структуру, хотя и сохраняют отдель¬
ные мышечные волокна. При куттеровании (см. рис. 36,
37) общая картина изменения величин свойств подобна.
Однако в этом случае удается получить более глубокую
деструкцию всех тканей мяса, а при большой длитель¬
ности процесса фарш превращается в аморфную массу,
содержащую большое количество мелких воздушных
пузырьков.
Удельная электропроводность в процессе куттерова¬
ния [33, 152] имеет несколько экстремумов (до четы¬
рех), которые совпадают с экстремальными значениями
реологических свойств или с точками перегиба
кривых.
Температурные изменения электропроводности носят
практически линейный и положительный характер до
температуры 48—52° С. Затем интенсивность ее роста
понижается в результате выделения бульона, что свя¬
зано с денатурацией белков.
В области температур 50—72° С следует говорить
уже о проводимости сложной системы фарш — бульон.
При 72° С значения электропроводности на 7—10%!мень-
ше экстраполированных значений по первоначальной
области.
176

Рыбные фарши
Изучение структурно-механических свойств рыбных
фаршей началось несколько лет назад [107, 142, 144,
173). Следует отметить, что реологическое состояние
рыбных фаршей при воздействии аналогичных техноло¬
гических факторов подобно состоянию мясных вследст¬
вие общности их внутренней сущности. Значения вели¬
чин свойств рыбных и мясных фаршей также близки
между собой.
Влияние степени измельчения мяса рыбы на реоло¬
гические свойства рыбного фарша [142, 144]. Исследо¬
вания проводили на куттере «Саксония» (масса загруз¬
ки 50 кг, три серповидных ножа с частотой вращения
1480 об/мин). Из рис. 40 видно, что все характеристики
имеют экстремальное значение при определенной про¬
должительности куттерования, которая определяется
геометрией и кинематикой измельчающей машины. Оп¬
тимальный размер частиц [144] составляет около ЮОХ
Х'Ю-6 м, т. е. имеет такой же порядок, как и для мяс¬
ного колбасного фарша. Оптимальная продолжитель¬
ность куттерования рыбного колбасного фарша на 20—
30% выше Г144], чем у мясного. Качество готовых из¬
делий получается наилучшим при добавлении около
0,2 кг воды на 1 кг мяса рыбы.
Влияние температуры и влажности на реологические
характеристики рыбного фарша [107, 144]. Реологиче¬
ские характеристики рыбного фарша изменяются в ре¬
зультате изменения температуры и влажности подобно
характеристикам мясного фарша при аналогичных воз¬
действиях [см. рис. 30, 33, 34]. Заслуживает внимания
тот факт, что одни и те же характеристики, определен¬
ные разными исследователями независимо друг от дру¬
га [107, 144], имеют одинаковый порядок для рыбного
фарша разных видов, а некоторые, например темп раз¬
рушения структуры, или индекс течения, совпадают. Од¬
нако следует отметить, что темп разрушения структуры
у рыбного фарша, так же как и у мясного, при увеличе¬
нии температуры возрастает незначительно (на 5—
10%). Например, соответственно прй температуре 3, 15
и 40° С числовые значения темпа разрушения структуры
составляют 0,765; 0,785 и 0,815 [107]. Тем не менее учи¬
тывать их необходимо, так как в широком диапазоне
177

1,3
1,2
70 1
65
60
55
• ■in6^
/го
no
в0, На
/00
1.70
/50
5
в

/
1 .
	 L
V
*) V
11
3S
L
	L
s *1
N.
\/
7
<
\у
п
>•7—
!;
X
к
\[f
/
к'
№
%
>
х-—^
0,80
0,78
0,76
0,7В
0	5/0
15
а
280
260
250
20 25 Т,мин. 0	5/0
С
-4
N
W
в
в"
Ъ*
X
n
i
iо
Г1
Z
!ж*
X*
у
1
Яг
q>,t
55
35
/5
f
20 25 Г, мин
Рис. 40. Зависимость от продолжительности куттсроваиня реологи¬
ческих и технологических характеристик:
а — рыбной массы с водой: / — пластическая вязкость; 2 — предельное напря
жение сдвига; 3 — пластичность (отношение предельного напряжения сдвигг
к пластической вязкости); 4 — водоудерживающая способность; 5 — темп раз
рушения структуры; 6 — единичная вязкость; 7 — эквивалентный диаметр ча
стиц; б — колбасного фарша: / — предельное напряжение сдвига; 2 — пластич
ность; 3 — темп разрушения структуры; 4 — пластическая вязкость; 5 — еди
ннчиая вязкость (индекс «штрих» — кривые для фарша с добавлением 0,5°/t
фосфата).
градиентов скоростей темп разрушения структуры суще
ственно влияет на эффективную вязкость.
Творожно-сырковые массы
Реологические свойства творожно-сырковых масс оп
ределяли на вискозиметрах «Реотест» и РВ-8 и при оди
наковых способах обобщения получили совпадающш
результаты [120]. Химический состав и реологически!
характеристики творожных масс показаны в табл. 19
Массу готовили по технологии особой творожной массы
но с различным содержанием составляющих компонен
178

тов с целью выяснения их влияния	на	реологические
свойства.
Для обобщения результатов исследований эмпириче¬
ски подобрали комплексный коэффициент
/<=ж4 U + 6 +	,	(III—19)
где ж — жиросодержание, или отношение	массы жира к общей
массе продукта без жира, кг/кг;
U — влагосодержаиие, т. е. отношение массы влаги к массе
сухого остатка, кг/кг;
б — содержание белка и золы, т. е. отношение массы белка
и золы к общей массе продукта без них, кг/кг;
с — содержание сахара, или отношение	массы сахара к
общей массе продукта без сахара, кг/кг.
Таблица 1Э
№
пробы
Химический
состав.
кг/кг
Коэф¬
фициент
К
Реологические характеристики
ж
и
с
б
0„,
Пц
Ч.
Па • с
В
[к ура
(II-
т
внению
44)]
1
0,333
0,484
0,541
0,0787
6,65
64
7
1,2
0,59
2
0,351
0,484
0,518
0,0787
6,42
73
21
•2,1
0,59
3
0,282
0,725
0,354
0,1100
3,85
93
15
2,4
0,59
4
0,316
0,730
0,321
0,1050
3,77
102
25
2,9
0,61
5
0,220
0,811
0,389
0,1012
4,49
58
11
1,5
0,60
6
0,282
0,725
0,429
0,0638
7,21
88
30
3,3
0,58
7
0,282
0,736
0,368
0,0953
4,47
58
11
1,5
0,60
8
0,316
0,650
0,357
0,1150
3,63
73
21
2,2
0,59
9
0,282
0,780
0,352
0,0894
4,64
58
11
1,3
0,61
10
0,282
0,767
0,368
0,0835
5,06
73
12
1,7
0,61
11
0,250
1,840
0,1792
2,27
263
30
5,7
0,62
Из табл. 19 видно, что темп разрушения структуры
незначительно изменяется при изменении химического
состава продукта; остальные реологические характери¬
стики имеют экстремальные значения при /(=4,54-5,0.
В пробе № 11, из которой приготовлены образцы мас¬
сы с четным номером, отсутствие сахара и повышенное
содержание белков приводит к большим значениям
структурно-механических свойств по сравнению с
остальными образцами, что можно объяснить упрочне¬
179

нием структуры вследствие
усиления сцепления междз
коагуляциоными частицами
Обобщение эксперимен¬
тальных данных по комп
лексному коэффициенту дае'
ошибку до ±20%.
Механическое воздейст¬
вие на сырковую массу ве
дет к разрушению ее струк
туры. На рис. 41 показанс
изменение предельного на
пряжения сдвига сырковог
6	10 п 18 t,°C массы в зависимости от тем
пературы и кратности про
Рис. 41. Зависимость предель- хождения через ЭКСцентрИ-
ного напряжения сдвига тво- м	F	F
рожно-сырковой массы от ково-лопастнои насос, изме
температуры и кратности про- рения проведены с помощыс
хождения через эксцентриково- сдвигомера СиМоНЯНЭ. Ин
лопастной насос:	тенсивное мятие и перетира
мтог°оТрТтР1ю™ое про" ние продукта вызывает рез
кое снижение предельногс
напряжения сдвига. В итоге из пластично-вязкого телг
продукт превращается в жидкообразную систему бег
статического предельного напряжения сдвига. Аналогич¬
ные результаты наблюдаются при длительном переме
шивании творога и особенно творожно- сырковой массы
Сыр и плавленые сырки.
Работы, связанные с изучением реологическю
свойств сыров, выполнены в НПО «Углич» (В. П. Та
бачников, П. Ф. Крашенинин, Г. Г. Шилер и др.) г
в других организациях [116].
Для инструментального определения реологическю
показателей использовали конические, сферические \
другие инденторы, способы резания ножом, струно!
и т. д., способы сдвига без разрушения и с разрушением
структуры, методы сжатия, растяжения и множестве
других [116] (см. рис. 16). Однако сопоставление зна
чений физических величин, измеренных разными спосо
бами, практически отсутствует. По предельному напря
жению сдвига (среза), измеренной прибором Табачии
кова, можно судить о консистенции сыра (табл. 20)
ор}Иц
то
7WO
1600
800
180

Таблица 20
Предельное напряжение сдвига
(0о-10_3 Па) для сыра
Консистенция
швейцар¬
ского,
советского
костром¬
ского,
голланд¬
ского
бескорко-
вого
(армянско¬
го, лори
и т. д.)
рассоль¬
ного
(чанах
ит. п.
тличная
,орошая
гдовлетворительная
вердая, грубая
Меньше
73
74—89
90—105
Больше
ПО
Меньше
14—21
22—31
31—44
Больше
45
Меньше
26
27—38
38—50
Больше
51
Меньше
23
24—31
32—43
Больше
43
При контроле консистенции сыра с помощью кониче-
ких и сферических инденторов обычно получают услов-
ые единицы 'показателя консистенции, которые хорошо
оррелируют с органолептической оценкой. Несомненно,
енность этих данных повысилась бы при выражении
х в физических величинах. В этом смысле заслужива-
>т внимания исследования [241, в которых через массу
ыра проводили сферический индентор диаметром
,016 м с постоянной для каждого опыта скоростью
рис. 42).
Предельные давления определяли как отношение
илы к площади поверхности полусферы. Следует
тметить также, что в своих исследованиях авто-
ы [24, 166] использовали инденторы различной формы.
)днако сравнительный количественный анализ их ра-
оты не был проведен. Методика расчета характеристик,
редлагаемая авторами, дискуссионна. Академик
I. А. Ребиндер [147] считает, что предельное напряже-
ие сдвига реализуется при течении или сдвиге слоя
истемы вдоль боковой поверхности индентора. Тогда
но определяется проекцией действующей на индентор
илы на его образующую, отнесенной к площади боко-
ой поверхности индентора, находящейся в соприкосно-
ении с продуктом (сила вдоль поверхности к площади
той поверхности).
181

Рис. 42. Зависимость предельных давлений при прохождении <
рического нндентора через массу костромского сыра после 45 ч
его хранения:
а — от глубины внедрения: / — для сыров, обладающих упругостью фо|
2 — для сыров, не обладающих упругостью формы (пластичных); ву — пр
упругости; 0СТ — статистическое предельное давление; 00 — динамите
предельное давление; б—от скорости внедрения: I, 3 — статистическое; 2
динамическое предельное давление; 1, 2 — для сыра без сывороточных бел
3, 4 — для сыра с 0,004 кг белков (в пересчете па сухое вещество) на
молока.
Для систем с прочной структурой течение невозм<
но, здесь происходят пластические деформации смя!
Поэтому П. А. Ребиндер [147] предлагает определ
предельное давление, которое рассчитывается делен]
силы на горизонтальную проекцию наибольшей пл01
ди соприкосновения индентора с продуктом. Для ша
вого индентора это будет не площадь поверхности
лусферы, а площадь сечения сферы, т. е. окружное
Очевидно, что для получения инвариантных данных
обходимо провести сравнительные исследования с f
личными инденторами, рассчитывая характерист
двумя способами.
182

В свежих сырах, как правило, кривые течения име-
гг вид, изображенный на рис. 42, а (кривая 2); после
ыдержки более 15 дней кривые течения имеют горб
кривая 1). Эксперименты (показывают, что добавление
ывороточных белков способствует разрыхлению струк-
уры сыра и ослаблению ее прочности. Этот вывод, по
[нению авторов [24], подтверждается данными о пори-
тости сырной массы. С увеличением дозы вносимых сы-
ороточных белков (максимальный диаметр пор увели-
ивается. Такой характер влияния сывороточных белков
а структуру сыра объясняется тем, что сывороточные
елки повышают влажность сырной массы. Следователь-
о, плотность ее уменьшается и сывороточные белки
пособствуют понижению прочности структуры, так как
репятствуют сжатию пространственной сетки геля, яв-
яясь веществом, занимающим в ней определенный, ма-
:о изменяющийся в процессе созревания объем.
Реологические свойства плавленых сыров были ис-
ледованы О. П. Боровиковой и др. [18, 80, 184]. В ка-
естве объектов исследования были выбраны плавленые
ыры «Новый», «Дружба» и «Янтарь» [18, 80]. Эти сы-
'Ы значительно отличаются друг от друга по рецептуре,
имическому составу и технологии изготовления, что
юзволяет установленные для них общие закономерно-
ти распространить и на другие виды сыров.
Основные опыты проведены на вискозиметре «Рео-
ест». Влияние температуры на сдвиговые свойства
[лавленых сыров определяли при температуре от 50 до
'б0 С при скоростях деформации от 0,167 до 1310 с-"1.
)бразцы термостатировали в течение 15 мин.
При-длительном деформировании "(до 1200 с) с по-
тоянной для каждого опыта скоростью (рис. 43, а) при
емпературах 70, 80, 90 и 95° С у сыров всех видов на¬
блюдалось понижение эффективной вязкости в первый
[ериод (от 50 до 300 с). Это явление связано с тиксо-
ропным разрушением структуры. В зависимости от ви-
;а сыра, температуры и скорости деформации эффек¬
тная вязкость достигает определенного минимального
начения и в течение некоторого времени остается прак-
ически постоянной, в дальнейшем в большинстве слу-
:аев эффективная вязкость начинает заметно повы-
паться. Увеличение значений вязкости, вероятно, связа¬
но с реопексией плавленых сыров (см. рис. 5).
183

Рис. 43. Зависимость эффективной вязкости плавленого сыра «I
вый»:
а — при температуре 70° С — от длительности деформирования прн скорое:
деформаций: 7 — 0,333 с~'; 2 — 1,80; 3 — 5,40; 4—16,20 с-1; б — от скоро*
деформации при температурах:	1 — 95° С; 2 — 90; 3 — 80; 4 — 70; 5 —
6 — 50° С.
По реограм'Мам определяли эффективную вязкое
(рис. 43, б) и вязкость при единичном значении скор
сти деформации. Эффективная вязкость плавленых с
ров с увеличением скорости деформации сдвига уме¬
щается по степенному закону (I—39). С повышена
температуры вязкость при единичном значении грал
ента скорости уменьшается по экспоненциальному заг
ну Френкеля-Эйринга (I—50), (I—51). Обобщенн
уравнение для расчета эффективной вязкости (ц
Па-с) имеет вид
т)эф = [л ехр	] е*-Ш-	(ш-
где А—предэкспоненциальный множитель, Па-с;
Е — энергия активации, Дж/моль;
В — универсальная газовая постоянная, Дж/(моль-К) V
= 8,32 Дж/моль-К];
Т — абсолютная температура, К;
е *— числовое значение скорости деформации;
m — темп разрушения структуры.
Выражение в квадратных скобках представляет <
бой эффективную вязкость (В* по уравнению I—3
при скорости деформации, равной единице. Вычисле
ные по экспериментальным данным постоянные велич
ны представлены в табл. 21 при значениях скорости /
формации по уравнению (II—30) от 1 до 103 с-1. П
вычислениях по формуле (III—20) отклонения не пр
вышают ±5%'от опытных значений,
184

Таблица 21
Плавленый сыр
Коэффициенты
Пределы
изменения
температуры.
Л, Па-с
Е, Дж/моль
т
«Новый»
1,3-Ю-з
31900
0,36
50—95
«Янтарь»
7,7-10—10
66000
0,26
50—95
«Дружба»
2,6-Ю-з
43300
0,67
60-95
Примечание. Значения коэффициентов отличаются от приведенных в спе¬
циальной литературе [154] вследствие их уточнения по дополнительно проведен¬
ным экспериментам.
Содержание жира в плавленом сыре влияет на его
сдвиговые свойства. Исследования Г181 выполнены на
образцах из обезжиренного сыра с добавлением сливоч¬
ного масла, воды и 2% соли-1плавителя (динатрийфос-
фата). Добавляя различное количество сливочного мас¬
ла и воды, меняли содержание жира в сухом веществе
сыра. Образцы имели жирность по сухому веществу
0,11; 0,20; 0,31; 0,39 кг жира на 1 кг сухого остатка.
Влажность сыра поддерживали постоянной, равной
0,603 кг влаги на 1 кг сыра. Сырную массу плавили при
температуре 80° С в течение 10 мин. При этой же тем¬
пературе определяли сдвиговые свойства сыра на ви¬
скозиметре РВ-8.
С увеличением содержания жира значения сдвиго¬
вых характеристик резко уменьшаются; в исследован¬
ном диапазоне единичная вязкость уменьшается более
чем в два раза, а кажущееся предельное напряжение
сдвига — от 450 до 20 Па.
На сдвиговые свойства плавленого сыра [1841 влия¬
ют соли-плавители. Наибольшую эффективную вязкость,
а также повышенную эластичность плавленому сыру со¬
общают натриевые соли, соли лимонной и триоксиглу-
таровой кислот. Эффективная вязкость и эластичность
ниже у плавленых сыров с фосфорнокислыми солями,
особенно с динатрийфосфатом. При увеличении содер¬
жания солей от 1,5 до 2,5% эффективная вязкость по¬
вышается и консистенция становится более однородной
и вязкой.
185

СДВИГОВЫЕ СВОЙСТВА ЖИДКООБРАЗНЫХ ПРОДУКТОВ
И ВЛИЯНИЕ НА НИХ РАЗЛИЧНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ
ФАКТОРОВ
Жидкообразные продукты не имеют предельного на
пряжения сдвига, т. е. течение начинается при скол]
угодно малых напряжениях сдвига. Обычно, за исключе
нием истинно вязких жидкостей, эти продукты имею'
слабую структурную сетку и обладают аномалией тече
ния. Один и тот же продукт в зависимости от интенсив
ности механического воздействия, влажности (концент
рации) или температуры часто может переходить из од
ной группы тел в другую. Реологические свойства жид
кообразных продуктов имеют самостоятельное значенш
для расчета машин и аппаратов и, кроме того, позво
ляют глубже оценить процессы, связанные с переработ
кой сырья и продуктов и оценкой их качества.
Вязкость мясо-костного бульона. В области темпера
тур 40—95° С (рис. 44) вязкость (ц, Па-с) описывается
степенным уравнением, при этом ошибка состав- дт ш
более ±2%:
ц = ах<
(III—
где эмпирические коэффициенты Ад и а2 зависят от кон¬
центрации бульона [см. уравнение (I—53)]; после об¬
Jг
о
х"
/
*
0*-
.ХЖ
5
/
а
у
O'
/,
£
X
93°
8 12 16
/У
L
i
i/
У
1
/
h
/
>
.Ж
/-
f/‘
И
‘СО 6	8	12	16	С-Ю‘
Рис. 44. Температурные зависимости вязкости мясо-костного буль¬
она при различной концентрации [номера кривых соответствую!
данным табл. 22 и уравнений (Ш—21) и (Ш—22)].
186

работки по экспериментальным данным
(III—21) приводится к расчетному виду:
ехр (19,3с)
11 =	52,5^-26^+0,92	>
где с—концентрация сухих веществ в долях единицы по массе, кг
сухого остатка на 1 кг продукта.
При с = 0 уравнение (III—22) описывает температур¬
ные изменения вязкости воды с ошибкой ±1,5% :т]в =
= 0,01905 (~0’92. При с до 0,05 уравнение дает несколько
заниженные результаты. Величины вязкости мясо-кост¬
ного бульона при различной концентрации и темпера¬
туре приведены в табл. 22.
Таблица 22
Номер пробы
Концентрация с,
кг сухого вещества
на I кг бульона
Вязкость п-1 О3 (Па-с) прн температуре,
°С
41
65
93
1
0,1817
8,73
5,05
3,36
2
0,1545
6,80
4,10
2,70
3
0,1020
2,95
1,82
1,27
4
0,0955
2,70
1,68
1,16
5
0,0694
1,87
1,17
0,83
б
0,0266
1,15
0,72
0,53
7
0,0119
1,04
0,64
0,47
8
0,0076
0,96
0,60
0,44
9
0,0000
0,644
0,436
0,306
Эти данные получены на капиллярных вискозиметрах
и вискозиметре Гепплера.
Клеевые и желатиновые бульоны при одной и той же
концентрации имеют различную вязкость, что объясня¬
ется способом получения бульона и количественным со¬
отношением в нем белков (115]. А. А. Соколов (160]
приводит величины условной вязкости в градусах
Эиглера стандартного раствора клея (17,75% сухих ве¬
ществ) при температуре 30° С:	от	1,8 до 6 (0,01 до
0,045 Па-с). Вязкость мясо-костного бульона при этих
же условиях — более стабильная величина, равная 2,1° Е
(около 0,013 Па-с). Растворы желатина той же кон¬
центрации при 40° С имеют вязкость 15—40° Е (от 0,11
до 0,3 Па-с). Следует отметить, что реологические
уравнение
(III—22)
187

свойства желатиновых растворов (золей и гелей) зави
сят от многих технологических факторов и молекуляр
ного строения; изучены они еще недостаточно. Вязкост]
бульонов, гелей яичного альбумина [72], во время вы
держки уменьшается, причем тем больше, чем выше тем
пература выдержки.
Подробно теоретические и практические аспект!
структурообразования в белковых системах и их вяз
костные свойства изложены в монографии В. Н. Измай
ловой и П. А. Ребиндера [73].
Вязкость топленых животных жиров. Зависимост
вязкости (г), Па-с) от температуры можно представит]
уравнением вида (III—21). Значения эмпирических ко
эффициентов и вязкости, входящих в это уравнение, при
ведены в табл. 23, 24.
Таблица 23
Жир
Температура, °С
Коэффициенты к уравнению
(III—2 1)
плавления
застывания
а2
Говяжий
42—52
34—38
33,4
1,80
Бараний
44—55
34—45
23,0
1,70
Свиной
28—48
22—32
21,5
1,71
Костный
—
—
14,8
1,63
Рыбий
”
—
10,0
1,75
Таблица 24
Кривая
иа рис. 4 5
Область
температур, °С
А-10\ Па-с
Е, кДж/кмоль (ккал/кмолъ
1
2
65—100
40-65
1000
32,5
20800 (4960)
30500 (7280)
Производственные композиции жира отличаются m
вязкости от величин, вычисленных по уравнении
(III—21) (см. табл. 23) в пределах ±4%1. Более точн<
описывает физическую сущность температурных изме
нений вязкости жира уравнение Френкеля-Эйринг;
(рис. 45):
188

у-ЖЛа-с W 50	¥0	50	70	t,”C
Рис. 45. Температурные зави-
симости вязкостных и элект¬
рофизических характеристик
топленых животных жиров:
а — степенная: / — свиной жир; 2 —
говяжий; 3 — костный; 4 — бараний;
б — экспоненциальная для свиного
жира (см. табл. 24); в — тангенса
диэлектрических потерь свиного
ьжира при частоте:	/	—	0,1 МГц;
2 — 10 МГц.
л“р('йг)'
(III—23)
где Е — энергия активации, кДж/кмоль;
R — универсальная	газовая	постоянная;
R = 8,32 кДж/(кмоль-К);
Т — абсолютная температура жидкости, К:
А —постоянная, Па-с.
Экспоненциальная зависимость вязкости, полученная
при многократных исследованиях производственных
композиций топленого свиного жира I сорта, приве¬
дена на рис. 45, б. В исследованном диапазоне темпера¬
тур графическая зависимость имеет два излома. Каж¬
дый участок прямых на графике характеризуется своей
189

величиной энергии активации; с увеличением темпера
туры она уменьшается скачкообразно при плавленш
следующей фракции триглицеридов жирных кислот, ко
нечно, если содержание фракций более или менее зна
чительно. Постоянные для зависимостей, изображенны:
на рис. 45, приведены в табл. 24.
Вязкость жира в области от температуры плавлени:
до 65—70° С нри нагревании и охлаждении не имее'
одинаковых значений, что связано с аномалией (нали
чие дисперсной фазы в виде кристалликов жира при на
гревании) в этом температурном диапазоне. При пере
ходе за верхний температурный предел аномалии вяз
кости исчезают, жир становится истинно вязкой жидко
стью. При охлаждении ниже 27° С, если механически
воздействие отсутствует, в свином жире начинается об
разование сплошного кристаллизационного каркаса и oi
теряет текучесть. Существует зависимость между йод
ным числом жира и вязкостью, которая уменьшаете:
пропорционально увеличению йодного числа для все:
температур — от 60 до 90° С Г1521.
Хорошо описывает температурные изменения вяз
кости жира уравнение Бачинского [136], которое имее’
теоретические обоснования, сделанные Предводителе
вым, Широковым и др.:
V	1	1	0)
г) =	 или —= — у— -—,	(III—24
V —■ СО	Т|	V	V
1
где v = — , м— удельный и предельный объемы жидкости соот
ветственно, м3/кг;
,р — плотность жира, кг/м3;
V — модуль вязкости, м2/с.
Величина предельного объема находится в облает
между	удельными объемами	жидкости	и твердог
тела. Для свиного жира она равна 11,1 ДО-4 м3/кг, чт
соответствует плотности 900 кг/м3 при температур
30,8° С. Разность v—со характеризует свободный объем
с увеличением которого (при нагревании) вязкост
уменьшается. Данное уравнение неприменимо при тем
пературе ниже температуры плавления. Эксперимег
тально определены температурные зависимости плоп
ности и удельного объема:	плотность	свиного жира
температурой связана соотношением р—915—0,5
удельный объем v= (10,908 + 0,0065/) 10-4.
190

Постоянные к уравнению Бачинского определены по
экспериментальной зависимости — (а) ; расчетный вид
этого уравнения для свиного жира следующий:
3,75-10—7
11 = V— 1,11-10-» ‘
Уравнение требует высокой арифметической точ¬
ности при вычислениях, поэтому не совсем удобно для
практического использования..
Л. К- Николаев [128] для расчета эффективной вяз¬
кости свиного жира (г|Эф, Па-с) в области температур
от 12 до 26° С предлагает зависимость
Чэф = 7-103 ехр [— (0,082^ + 0,757 In в)],	(111—25)
которая справедлива при изменении градиента скоро¬
сти (е, с-1) от 0,167 до 4,5 с-1 [см. уравнение (II—30)].
Экспериментальные данные, по которым выведена
зависимость (III—25), получены на ротационном вис¬
козиметре «Реотест.» Л. К. Николаев отмечает, что
вязкость жира при 50°С удовлетворительно согласу¬
ется с данными автора [40]. При этом расхождение ре¬
зультатов не превышает 7—10%-
Электрофизические и вязкостные характеристики
жидкообразных продуктов. Электрофизические пара¬
метры топленого свиного жира снимали при двух ча¬
стотах: 100 кГц и 10 МГц. Образцы термостатировали
и выдерживали при каждой температуре в течение 1 ч,
скорость подъема температуры составляла 1° С/ч. Дан¬
ные, полученные в результате измерений, представлены
на рис. 45, в. Температурный ход наиболее полно ха¬
рактеризует тангенс угла диэлектрических потерь.
Реологические показатели того же жира были опреде¬
лены на вискозиметре Уббелоде. Перепад давлений
меняли от 3 до 40 мм вод. ст., что соответствует на¬
пряжению сдвига от 1 до 11 Па. Для исследований
жир был вытоплен в лабораторных условиях.
В силу неоднородности компонентов, составляющих
жир, плавление фракций начинается с 3—5° С й закан¬
чивается при 65—67° С. Кристаллизационная струк¬
тура жира при низких температурах термодинамиче¬
ски неустойчива и при повышении температуры до¬
191

вольно быстро разрушается. До температуры 26-
27° С структурная сетка пронизывает весь объем
вещества. При этой температуре тангенс угла потер]
имеет максимум (см. рис. 45, в), а затем с увеличением
температуры снижается; кристаллизационная струк¬
тура жира интенсивно разрушается, а текучесть, есте
ственно, увеличивается. При достижении температурь
около 35° С комплексная диэлектрическая проницае
мость достигает максимума. Тангенс угла потер]
имеет минимум при 40 и 50° С в зависимости от часто
ты тока; при 100 кГц этот минимум в большей мер(
совпадает с изломом линии температурной зависимое™
вязкости. Из теории жидкого состояния [180] следует
что каждой температуре соответствует своя частот;
колебаний молекул и вязкость системы зависит от ча
стоты колебаний молекул. Вероятно, полную аналогии
вязкостных и электрофизических характеристик мож
но достигнуть, когда частота вынужденных колебанш
(электрического поля) совпадает с частотой собствен
ных колебаний молекул или приближается к ней.
В области температур от 35 до 62° С жир пред
ставляет собой систему, состоящую из осколков кри
сталлизационной структуры (дисперсная фаза) i
дисперсионной среды из жидких фракций. При повы
шении температуры до 62—67° С наблюдается епц
одна аномальная область, где кривая вязкости имее-
излом, а кривая тангенса угла диэлектрических по
терь — второй максимум. Здесь большее совпаденш
отмечается при частоте поля 10 МГц. При дальнейшей
увеличении температуры жир приобретает свойства ис
тинно вязкой жидкости.
Можно полагать, что количество максимумов i
функции тангенса потерь должно соответствоват)
числу фракций жира. Однако удалось зафиксировал
лишь две области, в которых систематически наблюда
лись экстремальные значения.
Полученные результаты позволяют более глубок<
рассмотреть физическое строение продуктов. KpoMi
того, эти сведения можно использовать при разработю
систем автоматического регулирования.
Электропроводность и вязкость молока как типич
ной коллоидно-дисперсной белково-жировой систем!
192

Pi53] предопределяются 7}.ю^Па.с
свойствами дисперсионной ’	^
среды — воды. В то же вре¬
мя не исключается вероят¬
ность некоторого изменения
их в зависимости от вида
сырья [149], однако общая
закономерность, присущая
воде, при этом сохраняется
(рис. 46).
Значение вязкости воды
не отвечает уравнению
Френкеля для диапазона
температур 0—100° С. Кри¬
волинейные участки можно
аппроксимировать тремя
прямыми со скачкообразным
уменьшением энергии акти- Т “'“"'Г	1	1	1	Г'
вации. В этом же диапазоне 2,3 з,о Ц & t/no3,"/?1
температур вязкость молока
также удовлетворительно	рис 45,	Зависимости	вязкости
аппроксимируется тремя	молока (/)	и воды	(2),	элскт-
ПрЯМЫМИ (см. рис. 46). Од-	ропроводности идеально	чистой
нако температурные интер-	воды I3) и	молока	(4)>	произ-
r Jr	г	ведения вязкости и электро-
валы каждого отрезка пря-	цроводности молока	(5)	от об¬
мой, как видно на графике,	ратной	абсолютной	темпера-
для молока и воды, а также	туры,
значения энергии активации
отличаются. Для первой зоны температурные ин¬
тервалы и величины энергии активации сле¬
дующие: для воды До-20 "с = 19 ООО, молока Д5-34 °с =
==22 800 (см. табл. 25). Избыток энергии активации
слабых связей подтверждается тем, что при 40-крат-
ном пропускании через капилляр вязкость молока па¬
дает на 10%, после выстоя значительно восстанавлива¬
ется. Таким образом, вязкость можно представить
как сумму вязкости воды г)в и приращений от наличия
дисперсной фазы (белки, жир, углеводы) Дцф и от
структурной сетки Дцстр:
Нмол — Пв "Т Дцф "Г ДЦстр = Пи (1 "Т 4,5ср) Ат|стр>	(61 26)
где ф — объемная концентрация дисперсной фазы по Гатче-
ку [136].
7 Зак. 1926	1	93
2,3	,1,0	3,2	Г’Ю^К1

Структурная составляющая вязкости исчезает пр
температуре выше 34° С в связи с плавлением криста;
лов жира и интенсивным тепловым движением сами
элементов структуры. При температуре, превышая
щей 60° С, на имеющуюся аномалию вязкости наклг
дываются аномальные изменения белков и углеводо
молока. При среднем составе молока:	воды	87—89°/<
сухого вещества 13—11%, газа по объему 3—6% дл
расчета повышения вязкости за счет наличия дисперс
ной фазы приемлема формула Гатчека:
Т|	= "Пв (1 + 4,5<р),	(III—26,
если считать, что при температуре выше 20° С раствс
ренный газ улетучивается.
Зависимость	IgTl^r^ молока	и воды дает пря
мую линию (см.	рис.	46). Если за	нулевую	принят
точку перегиба,	где	обратная абсолютная	темперг
тура	—— =0,00325 (Ткр=307,7 К), вязкость мо
Т кр
лока 1,15-10~3, воды 0,69• 10-3 (действительная вяе
кость воды 0,73 • 10—3 — см. рис. 46), то на основани
уравнения (III—23) получим
г*^,	(Ш—г:
где Т* — избыточная обратная абсолютная температура, К.
Значения коэффициентов, входящих в уравнени
(III—27), даны в табл. 25.
Если в уравнение (III—27)	вместо Г* подставит
ее значение, то получим уравнение Френкеля в обыч
ном его написании (III—23), где предэкспоненциальньн
множитель равен 1,59-10-7. Введенная новая перемен
ная позволяет более наглядно сравнивать обе темпера
турные зависимости вязкости молока и воды.
Предэкспоненциальный множитель в уравнени:
(III—27) связан с вязкостью воды при температур'
307,7 К уравнением (III—26, а):
т] = 0,09-10-3(1 +4,5-0,13)= 1,1-Ю-з.
i\ = A1 ехр |
Е
R
194

Таблица 25
Коэффициенты к уравнению (111—27) для температур
Продукт
5-35° С;
Т* =	 0,00325
Т
50—80° С;
Т* = —	 0,0028
г
А,-103,
Па с
Е,
кДж/кмоль
А,АО3,
Па-с
Е,
кДж/кмоль
Вода
0,69
19000
0,34
13400
Молоко
1,15
22800
0,53
. 13400
«Бесструктур¬
ное» молоко
1,15
19000
При действительном значении вязкости воды
0,73-10-3 Па-с получим 1,16* 10~3 Па • с, т. е. величину,
близкую вычисленной для молока (см. табл. 25). Раз¬
ница в угловых коэффициентах в области низких тем¬
ператур для воды и молока (энергия активации) дает
АЕ=3800 кДж/кмоль. Следовательно, при отсутствии
структурообразования вязкость молока выражалась бы
зависимостью, изображенной на рис. 46, т. е. АЕ ха¬
рактеризует дополнительную энергию структурообразо¬
вания (см. табл. 25). Компонент структурной состав¬
ляющей вязкости определяется из соотношения:
1т]	/3800 \
= ехр ( ——— Т* j,	(III—28)
Цбс	\ R	J
где т) б с—вязкость «бесструктурного» молока.
С учетом предыдущих соотношений зависимость
(III—26) после преобразований для температур от 0
до 35° С принимает вид.
/19 000
R
т) = 0,69-10—3 ехр ^ —-— Т* ) j (1 -f- 4,5ф)
+ 1,67
/3800
ехр Г7Г
•)-
(III—29)*
* Член, стоящий перед фигурной скобкой, показывает температурные
изменения вязкости воды; 4,5ф — поправка вязкости на дисперсную
фазу; второй комплекс в фигурных скобках — поправка на наличие
структуры.
7*	195

Для области температур 50—80° С средняя лини
температурной зависимости вязкости молока парал
лельна аналогичной для воды. Интервал от 34 д
50° С описывается с ошибкой до 5% в сторону умень
шения уравнения для интервала 50—80° С (см. рис. 4
и табл. 25). Неоднократные изменения энергии актива
ции у молока происходят так же, как у воды: две ос
новные области и промежуточная между ними. И
рис. 46 и табл. 25 видно, что при температурах 50-
80° С энергия активации для воды и молока одинако
ва, т. е. структурная составляющая вязкости перестал
существовать. Предэкспоненциальный множител
характеризует поправку на дисперсную фазу. Его про
верка по уравнению (II—26а) для температуры 357 I
или 84° С (обратная температура 0,0028) дает 0,34>
X 10_3(1 + 4,5• 0,13) = 0,539 • 10-3; в табл. 25 — 0,53, т. с
ошибка менее 2%.
Зависимость удельной электропроводности х(Ом_1>
Хм4) идеально чистой воды от температуры (см
рис. 46) имеет излом прямой линии при 301 К (обрат
ная температура 3,325-10_3). Величина излома незна
чительна. Электропроводность молока, измеренная пр)
температуре от 30 до 80° С (см. рис. 46), представляе1
собой практически прямую линию в равномерно обрат
пых шкалах.
Для молока была проверена возможность приме
нения правила Вальдена-Писаржевского: произведе
ние эквивалентной1 электропроводности X на динами
ческую вязкость ц представляет постоянную величину
Исходя из постоянной концентрации продукта, следуе'
считать, что X пропорциональна х, тогда
хг| = const.	(III—30
Из рис. 46 (кривая 5) следует, что при темпера
туре 20—50° С (-у • 103=3,413-уЗ,096) это правиле
неприменимо вследствие наличия у молока структур
ной составляющей вязкости. Начиная примерно <
50° С, можно говорить о применимости правила Валь
дена-Писаржевского с удовлетворительной точностью
хотя некоторое снижение хода кривой наблюдается
196

В интервале температур 50—80° С среднее значение
произведения
хд = 0,6384-10-3.	(III—31)
Решая совместно уравнения (III—27) и (III—31),
получаем уравнение, связывающее количественно вяз¬
кость и электропроводность молока для области
температур 50—80° С:
Г 13 400
и =1,204 ехр
L R
(III—32)
Таким образом, совместные реологические и элек¬
трофизические исследования продуктов показали, что
значения названных свойств изменяются подобно и
имеют одинаковые критические точки. Числовые
величины электрофизических свойств более зависят от
химического состава (содержания соли, в частности),
чем реологические, однако общий характер изменения
этих свойств остается неизменным.
Вязкость сгущенного молока с сахаром [213]. При
хранении сгущенного молока с сахаром его вязкость
резко увеличивается, что обусловлено развитием тик-
сотропных свойств (табл. 26), связанных с агрегиро-
Таблица 26
Продолжительность
старения, сут
Наибольшая вязкость (в Па-с) при 1 8° С в процессе
старения при температуре, °С
39
39
5
39
18
1
2
О
4
5
6
0
6,0
4
15,5
—
—
—
—
8
23,0
—
—
—
—
10,5
28,0
6,0*
6,0*
—
—
12
31,0
12,5
7,0
—
—
10
37,0
27,0
8,5
—
—
17,5
40,0
—
—
7,0*
7,0*
20
43,0
40,0
9,5
25,0
11 ,0
24
48,5
50,0
10,0
49,0
15,0
* Разрушение структуры перемешиванием в ротационном в искозиметре в те¬
чение 30 мнн; образцы для перемешивания отбирали от основной массы продукта
(графа 2).
197

ванием молекул казеина и образованием структур]
Перемешивание или какое-либо другое механичесю
воздействие ведет к лавинному разрушению структ
ры и наибольшая вязкость резко уменьшается. П{
дальнейшем старении структура восстанавливаете
При этом если температура восстановления рав!
температуре старения исходного продукта — восстало
ление полное, скорость восстановления структур
выше скорости образования структуры при стар
нии исходного продукта; если температура ниже и
ходной (5 или 18° С)—восстановление частично
При восстановлении структуры возобновляется ко
такт между частицами дисперсной фазы. При этс
чем выше температура и меньше вязкость дисперс
онной среды, тем скорость образования коагуляцио
ных контактов выше. Вязкостью дисперсионной сред
объясняется быстрое и полное восстановление стру
туры при дальнейшей высокой температуре стареш
и медленное и неполное восстановление при низке
температуре. Кинетика восстановления структур:
приведенная в табл. 26, протекает в соответствии
представлениями, обоснованными акад. П. А. Реби
дером [148].
В литературе [84] имеются сведения, что сгущение
молоко с сахаром ведет себя подобно жидкостям Кэ
сона [см. уравнение (I—32)]. При этом А. М. Масл
вым исследованы тиксотропные явления. Опыты п
казали, что вязкость увеличивается быстро в первг
2—3 месяца старения, затем асимптотически прибл
жается к некоторой постоянной величине.
Вязкость смесей мороженого [130]. При температ
рах от 5 до 40° С и изменении градиента скорости
вискозиметре «Реотест» от 121 до 1312 с-1 экспер]
ментально установлено, что смеси мороженого прина,
лежат к неньютоновским псевдопластичным жидк
стям. Темп разрушения структуры [см. уравнен!
(I—38), (I—39)] составляет около 0,05. Эффективна
вязкость сливочного пломбира, содержащего жи{
15, сомо 10, сахара 15%, приведена в табл. 27.
По изменению вязкости мороженого можно кон
ролировать процесс фризерования. Когда значеш
вязкости достигают определенной величины, повор
198

Таблица 27
Градиент
скорости,
с-1
Эффективная вязкость (в Па-с) при температуре,
°с
5
10
15
20
25
30
100
1000
0,080
0,067
0,064
0,054
0,052
0,045
0,044
0,037
0,037
0,030
0,031
0,025
чивается рычаг датчика и замыкает электрическую
цепь, управляющую работой аппарата.
Вязкость шоколадной массы [65]. Вязкость массы
(с содержанием 34,9% жира, 0,9% влаги при степени
измельчения по Реутову 95%) определяли при 40° С
на вискозиметрах «Реотест» и РВ-8. Полученные при
разных градиентах скорости данные практически сов¬
падают и имеют следующие значения:
градиенты скорости (в с-1): 2, 4, 6, 8, 10, 14, 20, 26,
36, соответствующие им значения эффективной вязко¬
сти (в Па-с):	14,5; 7,8; 6,2; 5,3; 4,6; 4,0; 3,3; 3,2; 3,0.
Величины эффективной вязкости довольно высокие,
например для расплавов сливочного масла они на два
порядка ниже. Поскольку предельное разрушение струк¬
туры достигается при градиентах скорости больше
30—40 с-1, то при таких значениях можно контроли¬
ровать качество продукта, например при производстве
глазированного мороженого, творожных сырков.
Вязкость кисломолочных продуктов [89]. В процес¬
се производства кефира реологические методы иссле¬
дования можно применять как для контроля каче¬
ства продукта в процессе его приготовления, так и для
оценки качества готового продукта [149, 195].
Установлено, что с изменением pH среды [89], на¬
коплением продуктов брожения, характеризующих
вкус кефира, изменяются структурно-механические
свойства продукта. При изменении pH от 4 до 5,2 вяз¬
кость (Па-с), измеренная с помощью реовискозиметра
Гепплера при напряжении сдвига 2 Па, уменьшается
по экспоненциальному закону.
ц = 2000 ехр (—2,5pH).	(Ill—33)
199

При pH больше 5,6 вязкость практически соста
ляет 3,5-10~3 Па-с.
Качество продукта во многом определяется сво
временным прекращением процессов сквашивания
перемешивания. Для получения кефира хороше
вкуса и нужной консистенции его надо перемешива
при pH 4,4—4,5, когда продукт имеет структуру bi
сокой прочности, которая сохраняет свои свойст]
при последующем механическом воздействии и
процессе хранения.
Вязкость хорошего кефира должна быть 2,9
3,2	Па-с при касательном напряжении 980 Па ж
1,6—1,9 Па-с при касательном напряжении 1960 П
В процессе хранения при пониженных температур;
в кефире может происходить отделение сыворотк
Однако если вязкость кефира выше 2,4 Па-с при к
сательном напряжении 980 Па, то сыворотка отд
ляться не будет.
Таким образом, контролируя в процессе произво
ства кефира только pH и вязкость, можно получи'
продукт высокого качества.
Влияние некоторых технологических факторов i
реологические свойства кисломолочных продукт;
[195] качественно можно оценить следующим обр
зом. Упругость сгустка возрастает с увеличением с
держания жира до 21%, затем уменьшается. Апал
гично происходит процесс отделения сыворотки. П
добное влияние оказывает и увеличение содержаш
сухих веществ. Режимы пастеризации почти не вли
ют на pH. Повышение температуры пастеризац!
увеличивает упругость сгустка, а длительная пастер
зация уменьшает ее. Оптимальное давление гомоген
зации 200-105 Па при температуре 85° С для моло!
и 75° С для сливок. Упругость сгустка и вязкое
имеют максимальные значения без перемешивания
при перемешивании через 5 ч после инкубации, коп
молоко еще остается жидким.
При перемешивании степень отделения сыворот;
возрастала.
Вязкость белковых масс [86]. Белковые массы п
лучали из подсырной сыворотки и исследовали с п
мощью вискозиметра «Реотест» при температуре от
до 70° С и содержании сухих веществ от 0,163 }
200

0,204 кг на 1 кг продукта. Градиент скорости изменяли
в пределах от 0,167 до 145,8 с-1. Массу термостатиро-
вали 30—40 мин и при каждом изменении температуры
заменяли новой порцией. Темп разрушения структу¬
ры существенно зависит от диапазона градиента ско¬
рости. Установлены три области градиентов ско¬
рости: 0,167—1,8; 1,8—9,0 и 9,9—146, в которых зна¬
чения темпа разрушения структуры постоянны. При
изменении температуры в исследованном диапазоне
от 10 до 70° С темп разрушения структуры для трех
зон градиентов скорости меняется соответственно для
I зоны — от 0,9934 до 0,9136; II —от 0,7645 до
0,5513; III — от 0,3117 до 0,2490. Эффективная вяз¬
кость продукта с концентрацией 0,204 кг/кг для всего
интервала градиентов скорости (0,167—145,8) меня¬
ется при температуре 10°С от 700 до 9,4 Па-с; темпе¬
ратуре 70° С — от 180 до 4,3 Па-с.
Для описания температурных изменений вязкости
получены эмпирические зависимости. Однако они но¬
сят частный характер и довольно сложны для рас¬
чета. Предлагаемый температурно-инвариантный ме¬
тод расчета вязкостных свойств массы может быть ис¬
пользован для практических целей.
Вязкость сливочного масла. Изучением этого во¬
проса занимались многие авторы ![60, 64, 85, 106,	167,
169, 205J. Исследования в основном носили технологи¬
ческий характер. Сливочное масло, как и другие жи¬
вотные жиры, содержит различные жирные кислоты,
каждая из которых имеет свои конкретные значения
температур фазовых переходов из жидкого в кристал¬
лическое состояние и обратно из кристаллического — в
жидкое.
При производстве сливочного масла большое значе¬
ние имеют правильно выбранные режимы охлаждения и
кристаллизации жира в процессе его производства.
Разработка оптимальных режимов охлаждения жира,
возможна лишь после комплексного исследования
ряда факторов, среди котцрых важную роль играют
такие, как температура массовой кристаллизации,
содержание твердой фазы, вязкость.
В работах А. М. Маслова, А. Д. Грищенко и
А. В. Конаныхина 185, 106] изучено влияние темпера-
201

Рис. 47. Зависимость-.
а — эффективной вязкости сливочного масла от градиента скорости при разлг
пых температурах: 1—14° С; 2— 16; 3—18; 4 — 20; 5 — 25; 6	35; 7	<
8 — 45; 9 — 50; 10 — 55; И — 65; 12 — 75° С; б — отношения эффективной в;
кости К вязкости, найденной при различных значениях градиента скоросп
13 — при 1с-'; 14 — при 10; 15 — при 100 с-1.
туры (от 14 до 75° С) и градиента скорости (от 0,Н
до 1312 с-1) на вязкость сливочного масла, выраб
тайного на Угличском производственно-экспериме!
тальном заводе ВНИИМСа методом концентрации м
202

Рис. 48. Зависимость фиксиро¬
ванных значений вязкости сли¬
вочного масла при различных
величинах градиента скорости:
/ — 1с-'; 2 — 10; 3 — 100 с-1.
Рис. 49. Зависимость характе¬
ристик крестьянского сливоч¬
ного масла от температуры:
1 — предельное напряжение сдвига;
2 — содержание твердой фазы; 3 —
аутогезия; 4 — адгезия.
лочного жира. Вязкость измеряли вискозиметром
«Реотест».
Сливочное масло в зависимости от температуры
(рис. 47, 48) может представлять собой ньютоновскую
жидкость (кривые 10, 11, 12), псевдопластичную (кри¬
вые 6, 7) и пластично-вязкую системы (кривые 1—5).
Для практического использования результатов
авторами ;[85] был разработан упрощенный метод
получения температурно-инвариантной зависимости
эффективной вязкости от градиента скорости, который
' позволяет обезличить способ получения масла. Ме¬
тод заключается в том, что весь диапазон изменения
градиентов разделен на участки, в пределах каждого
из них линии зависимости градиент — вязкость при
разных температурах в первом приближении парал¬
лельны. Для каждого такого участка построена гра¬
фическая зависимость в координатах е—rj | пё . Здесь
гф — значение эффективной вязкости при одном из
фиксированных е, находящихся в границах данного
участка. В указанных координатах на графике для
каждого участка получается своя температурно-инва¬
риантная характеристика вязкости, ибо опытные
203

точки для всех температур располагаются вдоль од
ной и той же линии.
Весь диапазон изменения градиентов был разби'
на три участка. В пределах первого в качестве мае
штаба использованы значения вязкости при градиент
скорости 1 с-1, в пределах второго — при 10 с-1, треть
его — при 100 с-1 (соответственно кривые 13, 14, 15 н
рис. 47).
Для определения вязкости в области температу]
от 12 до 25° С на рис. 47 по кривым 13, 14 или 15 еле
дует найти при заданном значении градиента отноше
ние г] j г|^ . Далее, для определения , воспользоватьс:
рис. 48.
Реологические и технологические характеристик]
сливочного масла существенно меняются в зависимо
сти от сезона, места выработки и пр. [169]. Однаю
следует отметить, что сливочное масло, вырабаты
ваемое в Советском Союзе, по предельному напряже
нию сдвига близко к нидерландскому.
Предельное напряжение сдвига с увеличением тем
пературы систематически уменьшается с различно!
степенью интенсивности. Температурные зависимо
сти аутогезип и адгезии масла имеют характерны:
максимум при 15° С, совпадающий с температурно:
зоной интенсивного плавления молочного жира и реэ
кого падения прочностных показателей (см. рис. 49)
В области этого максимума наблюдается наиболыпа:
разница между силами аутогезии и адгезии маелг
обеспечивающая максимальную (по этому показа
телю) возможность для фасовки масла. Подобны
максимум на температурных и влажностных зависи
мостях адгезии для различных пищевых продукто
был отмечен в литературе [24, 33, 80, 83, 163].
Вязкость маргаринов [131] определяли с помощы
вискозиметра «Реотест» при температурах от 10 д
30° С. Для обобщения данных эффективной вязкост
пользовались температурно-инвариантной характери
стикой ат:
Т’пр'П-^д 5
Дт-   	'	~	f	(Т	'— 7’Пр),	(111-34
1 Лпр
где ТПр — абсолютная температура приведения (в К), подбира<
204

мая методом последовательных приближений (Тпр =
=283 К);
Г|ё=о 5—эффективная вязкость (в Па-с) при градиенте ско¬
рости 0,5 с"1;
Т — абсолютная температура маргарина, К;
т]Пр—эффективная вязкость (в Па-с) при температуре при¬
ведения и градиенте скорости 0,5 с-1.
Для приближенного определения эффективной вяз¬
кости маргаринов при любой температуре и любом
градиенте скорости (от 0,1 до 2 с~*) следует пользо¬
ваться данными рис. 50. При этом значения вязкости
т)пр при температуре приведения и градиенте скоро¬
сти 0,5 с-1 для различных видов маргарина следую¬
щие (в Па-с):	«сливочный» — 2270, «Молочный» —
2270, «Особый» — 2440, «Славянский» — 2350, «Эра» —-
2150.
Вязкость сливок [60] определяется в значительной
мере содержанием жировой фазы. При жирности
до 30% аномалия вязкости незначительна, при 30—
60%-ной	жирности сливки представляют	собой
структурированную (по-видимому, псевдопластичную)
систему, при жирности более 60% переходят в кате¬
горию пластично-вязких тел. Увеличение температуры
может способствовать переходу их из одной группы тел
в 'другую.
Значения вязкости сливок [21], измеренной при
20° С, даны в табл. 28.
Различие в результатах, по-видимому, объясняется
наличием структуры в сливках, которая с увеличением
Рис. 50. Зависимости для расчета эффективной вязкости маргари¬
нов:
а—от градиента скорости; 6 — от разности температур для маргарина: 1—
«/Молочного» и «Особого»; 2 — «Славянского»; 3 — «Сливочного» и «Эра».
205

Таблица 28
Вязкость сливок Г]-1 0
а, Па-с
Жирность
сливок, %
Капиллярный вискозиметр
с диаметром, м
Вискозиметр Гепплера*
0,0008
0,001
диаметр шарика
0,015628 м
10
20
30
2,17
3,76
7,06
2,17
3,61
6,86
2,67
4,10
7,35
жирности проявляется в большей мере. Поэтому со¬
гласиться с данными [60] о ньютоновском течении сли¬
вок 20- и 30%-ной жирности полностью нельзя, тем бо¬
лее что на примере животных жиров была доказана ин¬
вариантность показаний капиллярных и шариковых
приборов [40]. Возможно также, что при тарировке ка¬
пиллярного вискозиметра водой [21] не соблюдался ла¬
минарный режим движения. В работе имеется лишь
указание о продолжительности истечения молока через
капилляр диаметром 0,0008 м, которая составляет око¬
ло 65 с.
Вязкость крови. При увеличении концентрации су¬
хих веществ [152] вязкость крови возрастает и умень¬
шается при увеличении температуры [58], что наглядно
видно из табл. 29.
Кривая зависимости вязкости крови от концентра¬
ции более пологая, чем для бульона, что, по-видимому,
объясняется большим размером и меньшим количест¬
вом частиц в крови по сравнению *с количеством ча-
Таблица 29
Вид ЖИВОТНОГО
Вязкость Г] - 1 0
3 (в Па-с) при
°С
температуре.
20
25
30
35
40
45
Свиньи
Крупный рогатый скот
Мелкий рогатый скот
44,8
31,3
24,0
38,6
26,4
20,0
34.1
23,0
17.2
30,7
20,4
15,1
28,1
18.4
13.5
25,9
16,8
12,2
2С6

Продолжение табл. 29
Предельное напряжение сдвига 0О (в Па)
при температуре, °С
Вид животного
20
25
30
35
40
45
Свиньи
0
0,23
0,59
0,84
1,04
1,21
Крупный рогатый скот
0
0,22
0,56
0,71
0,92
1,06
Мелкий рогатый скот
0
0,21
0,48
0,65
0,86
0,98
стиц (молекул) белка
в бульоне.
Известно
[152],
что
при уменьшении размера частиц вязкость резко уве-
личивается при условии постоянной концентрации. Осо¬
бенно это заметно в области малых размеров ча¬
стиц— от 3 до 0,1 мкм, которые соизмеримы с раз¬
мерами форменных элементов и молекул белка крови
и бульона. Зная степень асимметрии, размер, биохими¬
ческий состав и молекулярную массу белковых ча¬
стиц или молекул, их концентрацию, можно связать
воедино все вискозиметрические данные.
Судя по литературным источникам [152], данные
о вязкости крови довольно разноречивы. На наш
взгляд, представляют интцрес исследования [58], выпол¬
ненные с помощью вискозиметра Уббелоде (см.
табл. 29.) Кроме того, авторы [58] установили, что
при температуре выше 20° С в результате протекания
денатурационных процессов у крови появляется ди¬
намическое предельное напряжение сдвига. Однако,
как показывают реограммы, относить кровь к бинга-
мовским системам неправомерно, она представляет со¬
бой псевдопластичную (аномально-вязкую) систему.
В связи с этим следовало бы определить изменение эф¬
фективной вязкости от градиента скорости.
Для вычисления значений вязкости (ц, Па-с) пред¬
ложена эмпирическая зависимость [58]:
ц = l,62ct(5c~i-72) ,
где с — сухой остаток (для крови свиней с=0,209; крупного рога¬
того скота с=0,191; мелкого рогатого скота с=0,178);
t — температура крови, ° С.
Разница в расчетных и экспериментальных данных
не превышает ±1%.
207

Для практических целей
представляют интерес коле¬
бания значений вязкости и
плотности крови той или
иной группы животных
(табл. 30).
Вязкость, плотность и
коэффициент поверхностно¬
го натяжения меланжа
[65]. Исследовали меланж
о ю	го jo to so	t,°c	осеннего и весеннего сбора
после фильтрации и частич-
Рис.	51.	Зависимость	реологи-	HOg гомогенизации специ-
ческих	характеристик	меланжа	ными нягпоями Хяпяк
весеннего	(сплошные	линии)	альными насосами. Ларак
и осеннего	(пунктирные	ли-	теристики определяли соот
нии) сбора от температуры:	Ветственно С ПОМОЩЬЮ ВИ-
/ —коэффициент поверхностного на- СКОЗИМеТра	ОсТВЭЛЬДа	—
тяжения; 2 — вязкость; 3 — плот- т-г	г
ность.	Пинкевича, пикнометра v
метода наибольшего давле
Таблица 30
Вид животного
Вязкость и-10s,
Па.с
Плотность р, кг/м3
цельной
крови
сыворотки
крови
цельной
кровн
сыворотки
крови
Свиньи
Крупный рогатый скот
Мелкий рогатый скот
38—52
30—42
23—36
8,8—12,0
7,0—12,0
7,4—11,0
1049—1055
1050—1060
1055—1060
1028—1030
ния образования пузырьков. Данные измерений приве
дены на рис. 51. Различия в значениях реологически.'
свойств [65] обусловлены изменением характера откор
ма и содержания птицы в разное время года. Резкое
уменьшение значений вязкости и поверхностного натя
жения при нагревании меланжа до температуры начале
денатурации, т. е. до 55—58° С, способствует существен
ному увеличению дисперсности его при распылительно!
сушке.

ГЛАВА IV
КОМПРЕССИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
и плотность мясных и молочных
ПРОДУКТОВ
КОМПРЕССИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
мясных ПРОДУКТОВ
Осевое сжатие. Для исследования кинетики дефор¬
мации фарша при осевом сжатии между двумя пла¬
стинами использовали специально сконструированный
прибор, изображенный на рис. 18 [33,	55].	Поскольку
скорость верхней пластины постоянна, относительную
деформацию сжатия е вычисляли по формуле
где h (т) = дот — абсолютная деформация слоя продукта за время
х (в с) при скорости сжатия w, м/с;
Д — величина прогиба тензобалки в момент измере¬
ния, определяемая по тарировочиым графикам, м
(относительная доля этой величины в общей
деформации не превышает 3—4%);
Но — начальная высота слоя продукта, м.
Постоянство скорости сжатия практически обес¬
печивает неизменность градиента скорости (е, с-1),
т. е. линия е(т) является прямой и выходит из начала
координат:
8 = — ,	(IV—	1а)
т
Типичные кривые кинетики развития деформации,
показанные на рис. 24 для случая сдвига в коаксиаль¬
ном зазоре ротационного вискозиметра, подобны ана¬
логичным кривым при сжатии продуктов между пла¬
стинами или в замкнутом объеме.
На рис. 52, а приведены кривые напряжение — де¬
формация: а(е) для фарша русских сосисок, сжи¬
маемого между пластинами площадью 0,0010 м2 со
средней скоростью 24-10~5 м/с. Из графика видно,
что величины напряжений зависят от влагосодержа-
ний U (кг влаги на 1 кг сухого вещества) и толщины
209

слоя фарша. Для начальной зоны деформирования -
упругой — вычислены пределы текучести ат (в Па) ]
модули упругости Е (в Па) (рис. 52, б), которые так
же зависят от влагосодержания и толщины слоя. Дл5
получения инвариантных характеристик, не зависящи;
от толщины слоя, введена «линейная» вязкость, пред
ставляющая собой отношение напряжения сжатия i
градиенту скорости (рис. 52, в). Графо-аналитическо!
обработкой экспериментальных данных получены еле
дующие расчетные зависимости:
для зоны упругих деформаций (е<0,05)
£ = 2,3-105 ехр (— 0,51/) —- 500 (Яо-103), |
стт= 1,1-104ехр(— 0,5(7) — 200 (Яо-103),	(IV—2
а/е = 185-I06 е ехр (—l,17t/);	j
210

О 0,1	0,2	0,3	В,Ч	0,5	а
6
Рис. 52. Зависимости изменения основных характеристик при осе¬
вом сжатии фарша русских сосисок:
a — напряжения от относительной деформации (цифры на кривых — толщина
слоя фарша в мм); б— предела текучести и модуля упругости от влагосодер-
жания и толщины слоя между пластинами; в — линейной вязкости от относи¬
тельной деформации. Влагосодержаиие фарша: /—2,23; 2—2,39; 3—2,62; 4—3,00;
5—3,44; 6—4,13 кг воды на 1 кг сухого вещества.
для зоны пластично-вязкого течения (0,1^е^0,5):
а/е’= 18,5-105 (6 + 0,3) ехр (— 1,02(7).	(IV—2а)
Полученные математические выражения удобны
для расчета. Зная влагосодержаиие продукта и необ¬
ходимую степень сжатия, т. е. относительную дефор¬
мацию, можно вычислить скорость деформации и на¬
пряжение сжатия при любой продолжительности про¬
цесса. Опыты с другими видами тонкоизмельченного
фарша (для сарделек, докторской колбасы) показали
применимость для расчетов приведенных выше за¬
висимостей.
Результаты экспериментов по осевому сжатию,
представленные в виде эмпирических зависимостей,
211

Рнс. 53. Зависимости изменения релаксационных характеристик пр
а —напряжения от продолжительности его действия (цифры на кривых -
диента скорости и коэффициента а от влагосодержания; в — периодов рела
формации. Влагосодержание фарша:	1—2,23;	2 — 2,39;	3 — 2,62;	4	— 3,0С
были обобщены также с помощью теоретической
уравнения [55]. Деформационному поведению фарш;
соответствует модель стандартного линейного тел
(I—24), которое в приложении к случаю осевого ежа
тия описывается общим реологическим уравнени
ем [154]:
ст + те ст = £* (г + та e)f	(IV—г
da
где О =———скорость увеличения напряжения, Па/с;
212

Xt&c
ю
8
6
U
. 2
1 2
:РШ
J V
n 20 oo a-10s, c'7
a
>севом сжатии фарша русских сосисок:
олщина слоя фарша в мм); б — релаксационного модуля упругости от гра-
ации от толщины слоя фарша; г, д — периодов релаксации от скорости де-
— 3,44 кг воды на 1 кг сухого вещества.
* в 6 И„-Щп
.
\
V
\
\
N
ч
Чч
г
е = ———скорость деформации, 1/с;
а%
т е— период релаксации напряжения при постоянной де¬
формации, с;
X а — период релаксации деформации при постоянном на¬
пряжении, с;
Еп — релаксационный модуль упругости, определяемый
соотношением между упругими и пластичными ха¬
рактеристиками продукта, Па.
Прибор имеет постоянную линейную скорость опус-
213

кания верхнего диска, поэтому е=Е* = const (при по¬
стоянной начальной высоте слоя продукта), е=е*т.
Если к тому же от=о=0, то в результате интегрирова¬
ния получим
СТ(Т) :
1 — ехр
ю:
т,
(IV—За)
где А = Er е* (тп -
При т<те
«)•
разложением экспоненты
(IV—36)
в ряд на¬
ходим
ст(т) = ^
при т^>те будем иметь
; т;
(IV—Зв)
ст(т)
(IV—Зг)
Уравнение (IV—Зв) представляет собой прямую,
проходящую через начало координат; уравнение
(IV—Зг) также представляет собой прямую, отсе¬
кающую на оси ординат отрезок А, причем в общем
случае А § 0. Для фарша значение А положительно:
кривые о(т) на рис. 53, а соответствуют кривым о(е),
изображенным на рис. 52, а.
Методика расчета постоянных достаточно проста.
Так, графо-аналитически из уравнения (IV—Зг) опре¬
деляют А как отрезок, отсекаемый на оси ординат, и
ER — по тангенсу угла наклона прямой. Из уравнения
(IV—Зв) для участков кривых а(т), выходящих из
начала координат (см. рис. 30, а), вычисляют
.А:
ст(т)
■Er е*
из уравнения (IV—36)
Er е*
Экспериментальная проверка полученных выше
соотношений выполнена для фарша русских сосисок с
различным влагосодержанием, фарша докторской
колбасы и свиных сосисок. Характеристики фарша и
изменение их значений показаны на рис. 53. Релакса-
214

цпонный модуль упругости (рис. 53, б) зависит как от
скорости деформирования, увеличиваясь с ее" ростом,
так и от влагосодержания фарша, уменьшаясь при его
повышении. Периоды релаксации для тонкоизмельчен-
ных видов фарша практически не зависят от его со¬
става и влагосодержания (рис. 53, г, д). Однако при
повышении градиента скорости они уменьшаются. Пе¬
риоды релаксации увеличиваются при возрастании
толщины деформируемого слоя, если линейная ско¬
рость деформации постоянна, что наглядно видно из
рис. 53, в.
Поскольку толщина слоя и градиент обратно про¬
порциональны, то увеличение последнего ведет к пони¬
жению периодов релаксации. Эмпирические зависимо¬
сти, связывающие найденные характеристики с усло¬
виями измерения, имеют вид:
(U, е») = ае* = 2- 10ee* exp (— 1,051/),
та = °-37е71’ ^ = 0,0563-',	(IV 4)
где значения коэффициента а можно определить по
приведенной формуле или по рис. 53, б.
Сравнительно большой разброс точек на рис. 53, д
обусловлен экспериментальной трудностью измерения
времени порядка 1—3 с. Колебание абсолютной вели¬
чины периодов релаксации достигает 1 с. Зависимости
т8’0 (еД можно рассматривать как спектры периодов
релаксации по скорости деформации.
Таким образом, теория, основанная на обобщенном
уравнении линейного тела, хорошо согласуется с экспе¬
риментами и дает возможность найти важные реологи¬
ческие характеристики колбасных фаршей. Они могут
быть использованы для расчетов в технологии колбас.
Однако следует подчеркнуть, что незначительная зави¬
симость компрессионных характеристик от состава
фарша, за исключением влагосодержания, делает их
малопригодными для оценки качества продуктов. В
этом смысле сдвиговые характеристики обладают
большей универсальностью.
Компрессионные характеристики неразрушенной
мышечной ткани [54]. Для исследования использован
дефометр (см. рис. 18,6). Образцы охлажденного
215

четырехглавого мускула
говядины имели прямоуголь¬
ную форму размером 0,03X
Х0,03 м2 при высоте от 0,01
до 0,02 м. Напряжения сжа¬
тия меняли от 0 до 1,2 X
ХЮ5Па. Структура нераз¬
рушенной мышечной- ткани
мяса, сложная по своему
строению [54], представлена
в виде мышечных волокон,
связанных пространственной
соединительной пленкой. Все
промежутки структуры за-
Рис. 54. Реологические модели полнены тканевой жидко¬
неразрушенной мышечной тка- стью — слабо- и сильносвя-
ни при осевом сжатии:	занной влагой. По характе-
^йннХо“щуРгийИЙ элемент;1 3^ РУ И ПРОЧНОСТИ СВЯЗИ МеЖДу
вязкий элемент; 4 — элемент, фик- ЧаСТИЦЭМИ МЫШеЧНуЮ ТКЭИЬ
сирующий определенное значение ... „
деформации (см. рис. 1).	МОЖНО ОТНеСТИ ЧЗСТИЧНО
к конденсационно-кристал¬
лизационным системам. Подобные структуры обладают
рядом свойств твердых тел, но в то же время эластичны,
пластичны и т. д., что необходимо учитывать при выборе
наиболее целесообразных способов и режимов техноло¬
гической обработки. Несмотря на многочисленные ис¬
следования структурно-механических (реологических)
свойств измельченного мяса, свойства неразрушенной
мышечной ткани изучены недостаточно полно.
Для характеристики деформационного поведения
мяса [54] предложена механическая модель (рис.
54, а). Общая деформация, как видно из рис. 54, скла¬
дывается из нелинейно-упругой с модулем упругости
£j(a) (последовательно включенный элемент 2), эла¬
стической с модулем упругости и вязкостью гц (па¬
раллельно соединенные элементы 1 и 3) и пластиче¬
ской с нелинейным модулем упругости £п(а), вязко¬
стью г]2 и фиксатором (последовательно соединенные
элементы 2, 3 и параллельно с ними фиксатор — эле¬
мент 4).
Эта модель описывается нелинейным дифферен¬
циальным реологическим уравнением второго по¬
рядка:

Ех (ст) Еп (ст)
где Е (а) =	   —	приведенный	нелинейный	.	(IV—5а)
Еп (а) + Е1 (ст)
модуль упругости, Па;
Г) |Т]‘>
Т) = 	-——приведенная вязкость, Па-с; (IV—56)
111 + Л-2
T]l
to — —— — период релаксации деформации при
■^1
постоянном напряжении, с. (IV—5в)
„ Уравнение (IV—5) использовано для исследова¬
ния ползучести при постоянном напряжении;
таё + 8 = —.	(IV	G)
Это линейное неоднородное дифференциальное
уравнение второго порядка с постоянной правой ча¬
стью. Начальные условия (при т=0) имеют вид:
8 (0) = “ё7(5Г + ~e^W = Т(^) '	(lv_6a)
ст	ст	ст
е (0) = — + — = — .	(IV—Об)
Л!	Лг	Л
Уравнение (IV—6) с начальными условиями из
уравнений (IV—6а) и (IV—66) решается следующим
образом:
ст .ст	ст
=	+	W.	0V-7)
Дифференцируя уравнение (IV—7) по времени х
и переходя к пределу при т-^со, находили для пре¬
дельной скорости ползучести
е(с\э)=^—-.	(IV—7а)
С помощью уравнения (IV—5) исследовали харак¬
тер восстановления деформации после снятия внеш-
217

ней нагрузки в момент разгрузки системы хь В этом
случае вместо уравнения (IV—6) при а=0 имели
т0 е + е = 0.	(IV—76)
Начальную деформацию модели определяли из
предыдущего решения при x=xi, за вычетом мгновен¬
ной упругой деформации элемента -^(ст):
(Tl)- Еп(а) + - т‘ + Е1	'	■	(IV-?B)
Начальную скорость определяли только начальной
скоростью деформации элемента Фойгта — Кельвина
(см. рис. 54, а):
e(V)= -К-(> -е %) •	(IV—7г)
Решив уравнение (IV—76) с начальными условиями
уравнений (IV—7в) и (IV—7г), получили
е(т) = т^+^ + 1гЛеТ,т-Та- (IV~8)
Переходя к пределу при т-э-ео, находили остаточ¬
ную деформацию 60ct(ti), зависящую от момента сня¬
тия внешней нагрузки:
'	-	£п	(ст)	+	%	T1-	(IV—8а)
Феноменологические постоянные Еи гц и цг и пе¬
риод релаксации деформаций то определяли согласно
приведенным решениям по экспериментальным данным
Исходя из соотношения (IV—7а) для предельной ско¬
рости ползучести, по экспериментальным данным опре¬
делили для коэффициента вязкости цг значения поряд¬
ка 5,2-108 Па-с. Период релаксации, найденный по
кривым восстановления, оказался равным примерно
45 с. Тогда в соответствии с уравнением (IV—8) нахо¬
дили, что £‘i = 3,8-105 Па. Коэффициент вязкости гц
определяли согласно формуле (IV—5в), он был равен
1,7-Ю7 Па-с.
218

Зависимости эффективных модулей упругости от
напряжения сжатия имели вид:
Полученные данные характеризуют структуру мы¬
шечной ткани и могут быть использованы не только для
технологических расчетов, но и для оценки качества
продукта.
Независимо от приведенных выше данных для опи¬
сания деформационного поведения мускулов мяса ря¬
дом авторов [187] предложена схожая механическая
модель (рис. 54,6), которая в отличие от первой не со¬
держит нелинейных модулей упругости. Не рассматри¬
вая подробно эту модель можно отметить, что периоды
релаксации имеют такой же порядок (от 10 до 35 с),
вязкости — на 4—5 порядков ниже, модули упруго¬
сти— на порядок ниже. Авторами установлена [187]
зависимость изменения феноменологических постоян¬
ных от длительности хранения мяса после убоя.
Проф. Б. А. Николаев с сотрудниками [125, 126, 127]
определил прочностные характеристики мяса при рас¬
тяжении. Длина образцов составляла от 0,01 до 0,02 м
при поперечном сечении 0,005x0,002 м или 0,0075X
Х0,002 м; скорость растяжения 3-10~5 или б-Ю”"5
м/с. Если считать мясо нелинейным реологическим
телом [54], то прочностные характеристики, по-ви¬
димому, будут зависеть от геометрических размеров
образца и кинематики нагружения. Рядом авторов [126]
установлена корреляционная связь между прочностны¬
ми характеристиками и органолептической оценкой
нежности: для сырого мяса напряжение разрыва за¬
висит от вида мышцы (длиннейшей мышцы спины, по-
лусухожильной, трапецевидной); для вареного мяса
такая дифференциация не наблюдается. С улучшением
нежности (более высокая органолептическая оценка
в баллах) напряжение разрыва и модули упругости
уменьшаются. При этом для сырого мяса эта зави¬
симость менее крутая, чем для вареного.
А. Н. Познышев [140] с помощью рычажного при¬
бора, подобного изображенному на рис. 18,6, иссле¬
довал прочность четырехглавого мускула двухдневной
(а) = 2,5 • 105 + 15(j;
Еп (d) = 1,25-106 -f- 5a.
(IV—9)
(IV—9a)
219

выдержки после убоя от крупного рогатого скота. Для
крепления концов образца были использованы специ¬
альные зажимы, а сами концы замораживали в парах
жидкого азота. Образцы вырезали в виде полос приз¬
матической формы с продольным расположением воло¬
кон. Размеры сечения образцов равнялись 0,01()Х
X0,020 м, длина 0,080 м, величина базы в пределах
0,015X0,020 м. При замораживании концов наблюда¬
лось охлаждение его базы. Как показали измерения,
выполненные с помощью хромелькопелевой игольчатой
термопары, температура мяса вблизи зажимов понижа¬
ется до 4—8° С, что не может влиять на результаты
измерений.
Растяжение проводили при постоянной скорости
деформации и постоянной скорости увеличения на¬
грузки. Постоянную скорость деформации обеспечива¬
ли электродвигателем постоянного тока, перемещаю¬
щим горизонтальный рычаг прибора вокруг оси со ско¬
ростью 21,0-10_3 м/с, при этом скорость растяжения
образцов составляла 6,38-10_3 м/с, что достигали из¬
менением соотношения плеч рычага в 3,3 раза. В этом
случае при базе образца 0,015 м скорость относитель¬
ной деформации образца составляла 42,5%/с. Путем
воздействия привода с постоянной скоростью па про¬
межуточную тарированную пружину, которую закреп¬
ляли на горизонтальном рычаге, обеспечивали посто¬
янную скорость нагружения образцов, равную 0,91 X
Х105 Па/с. В некоторых случаях ввиду нелинейного
характера деформирования образцов мяса отклонение
ее от этого значения составляло 8—10%.
При постоянной скорости роста напряжения ско¬
рость деформирования образца во времени снижается;
при постоянной же скорости деформации сопротивление
материала возрастает по экспоненте и достигает мак¬
симального значения в момент разрушения. Разруше¬
ние материала отмечалось при напряжении (2,90±
±0,064) 105 Па и относительной деформации образцов
0,80+0,017. В первом случае при постоянной скорости
деформации, разрушение происходило в среднем через
1,9	с, при постоянной скорости нагружения — через
3,2	с. Связь между деформацией и напряжением нели¬
нейная и не подчиняется закону Гука. Равновесный
220

модуль, определяемый как отношение напряжения к
деформации, зависит в этих случаях от степени дефор¬
мации. Так, при напряжениях 1,0-105;	2,0-105 и
2,9	• 105 Па модуль имеет следующие значения: 2,5• 105;
3,1-105 и 3,6-105 Па, т. е. с увеличением напряжения
модуль увеличивается и достигает максимального зна¬
чения в момент разрушения. Подобное явление ха¬
рактерно для большинства полимерных материалов и
материалов органического происхождения, так как
все органические материалы характеризуются наличи¬
ем совместных эластично-пластических свойств и
кривые растяжения являются кривыми суммарного
действия эластических и пластических деформаций.
Полученные А. II. Познышевым результаты согла¬
суются с описанными выше [126].
С помощью прибора, изображенного на рис. 18,6,
исследовали прочность мяса при срезе через матрицу
пуансонами с углами заточки 90, 80 и 30° [140]. В про¬
цессе взаимодействия пуансона с материалом одно¬
временно на автоматических самопишущих прибо¬
рах КСП-4 регистрировали усилия и деформации. Об¬
разцы исследовали на прочность при резании поперек
волокон и постоянной скорости перемещения пуансона
4,6-	10~3 м/с с образцами толщиной 0,015 м и темпера¬
турой от + 10 до —-1,5° С.
Под действием приложенного усилия образцы де¬
формируются на 45—50%, после чего усилие среза, оп¬
ределенное как отношение силы к длине окружности,
возрастает. Горизонтальная площадка на каждой из
кривых: усилие среза — деформация соответствует ве¬
личине разрушающей нагрузки для мышечных воло¬
кон, возникающей вследствие концентрации напряже¬
ний на режущей кромке пуансона. С увеличением угла
заточки процесс резания начинается раньше, при
этом снижается вероятность смятия материала при
его сжатии пуансоном. Во время перерезания мышеч¬
ных волокон соединительнотканые пленки как более
прочные остаются неразрушенными и увлекаются за
пуансоном.
Эти пленки разрушаются в основном только путем
срезания при взаимодействии режущей кромки пуан-
стона с отверстием в основании матрицы.
221

Таким образом, в диапазоне температур мяса о
+ 10 до —1,5° С разрушение структуры пуансоно:
происходит в две стадии. При деформации мяса д
90±5% разрезаются мышечные волокна непосред
ственно режущей кромкой пуансона. Соединительна
ткань, как более прочная, уплотняется и срезается пр
увеличении деформации до 98±0,3%, т. е. когда пуан
сон начинает входить в отверстие, выполняющее рол
матрицы.
Величины усилий резания мышечных волокон, при
веденные к единице длины режущей кромки пуансоне
соответственно равны для пуансона с углом заточк
90° — 3,85-103 Н/м, 80° — 3,52-103 Н/м и 30° —2,68 >
ХЮ3 Н/м. Величины предельных усилий при полно!
срезе образца изменяли в зависимости от угла заточк]
пуансонов в пределах от 5,4-103 до 6,2-103 Н/м, пр]
этом деформация образцов приближалась к 98%.
Влияние масштабного фактора рассматривали пр]
срезе образцов, высоту которых изменяли от 0,005
0,015 м. При увеличении высоты образцов уменьша
ется величина напряжения среза, вычисленная по на
чальной высоте образцов. При изменении высоты образ
цов от 0,005 до 0,015 м предельное усилие среза увели
чивается от 2,7 -103 до 6,2 -103 Н/м и соответствен»
линейно уменьшается напряжение от 0,54-106 Д'
0,41-106 Па.
Прочностные характеристики искусственного мяса
[79] определяли на универсальной машине «Инстрон
(Англия). Образец размером 0,01x0,01X0,01 миоме
щали на неподвижную матрицу, связанную с системо]
измерения усилий, и разрезали ножом подвижноп
пуансона при скорости 0,84-10-3 м/с. Волокна ориен
тировали относительно режущей плоскости в попереч
ном, долевом и торцевом направлениях.
Одновременно исследовали спинной мускул круп
ного рогатого скота, содержание влаги в котором пу
тем варки при 95° С было доведено до 55,5%. По ре
зультатам испытаний были найдены условный мгновен
1 Искусственное мясо представляет собой анизотропный студень с во
локнистой структурой прн размере волокон около 8 мкм. Оно со
держит 38,4% казеина, 3,8% альгината, 56% влаги.
222

ный модуль упругости Е, напряжение стР и деформация
еР, отвечающие моменту разрушения образца. Сравни¬
тельные данные приведены в табл. 31.
Таблица 31
Направление волокна
Мясо
искусственное
натуральное
to
о
to С
to
1
о
д
щ С
со
1
О
'а“
ь С
о.
со
ео
1
О
7 га
щ с
Поперечное
0,36
0,85
0,42
7,10
0,87
1,66
Долевое
0,25
0,80
0,32
0,1Э
0,18
1,28
Торцевое
0,27
0,55
0,33
0,22
0,22
1,05
Из табл. 31 видно, что для разрушения волокон на¬
турального мяса в поперечном направлении требуется
напряжение в 20 раз большее, чем для искусственного.
В торцевом и долевом направлениях разрушающее на¬
пряжение примерно одинаково. Деформации, вызван¬
ные разрушающим напряжением, в поперечном на¬
правлении практически одинаковы как для натураль¬
ного мяса, так и искусственного, а в долевом и торце¬
вом направлениях значи¬
тельно различаются. Услов¬
ные мгновенные модули уп¬
ругости у искусственного
мяса близки по всем трем
направлениям и имеют ве¬
личину в 2—3 раза мень¬
шую, чем у натурального
мяса.
Компрессионные харак¬
теристики фарша. Для их
определения при объемном
сжатии были использованы
приборы, изображенные на
рис. 19. Кривые кинетики
относительной деформации
объемного сжатия имеют
логарифмический характер
и описываются уравнением
Рис. 55. Типичные зависимо¬
сти, описывающие поведение
колбасного фарша при на¬
гревании в форме:
/ — кинетические кривые деформа¬
ции и спад деформации; 2 — тем¬
пература в центре образца фарша;
3 — температура греющей среды;
4 — температура охлаждающей сре¬
ды.
223

(I—11). Типичные компрессионные кривые показаны
рис. 55 (кривая 1, зона а, б, в). По кинетическим крив:
для равновесного состояния можно вычислить коэфс]
циент объемного сжатия по формуле (I—14 б) при &
действии давления в течение 180 с:
P(p,18o)==--i£^ = ALl=fl:^-.f (lv_
где значения эмпирических коэффициентов приве,
ны в таб}1. 32.
Таблица 3
Продукт
Коэффициенты к уравнениям (I— I I)
и (IV—10)
“Е-Ю*
«1
а2
*
VI0‘
боковог
давлени
Мясо говяжье I сорта измель¬
ченное
Фарш
5,2
0,32
0,058
5,87
0,75—0,
отдельной и чайной кол¬
бас
5,2
0,32
0,014
.5,30
0,80—0,
докторской колбасы
4,8
0,32
0,0092
4,90
0,82—0,
сосисочный
4,6
0,32
0,0080
4,70
0,85—0,
Общую деформацию фарша можно рассматрив,
состоящей из нескольких зон. При напряжени
меньших предела упругости, который в среднем
вен 105 Па, реализуется зона мгновенно-упругих
формаций. Для нее модуль упругости составл
0,6-107 Па. Максимальная упругая деформация дос
гает 1,6-10-2, при увеличении нагрузки она остае'
постоянной. Вторая зона — упругого последейст£
или условно-мгновенной пластичности — переход!
и лежит в пределах напряжений (1т-3,5)105 Па; т
тья зона — пластических деформаций — находится
в области напряжений, превышающих 3,5-105 Па. Г
этом общая деформация зависит не только от нап
жения, но и от длительности его действия.
Обработкой экспериментальных данных подобра
коэффициенты к уравнению (I—11) для всех экспе
ментальных кинетических кривых. Величины ко:
224

фициентов приведены в табл. 32 [99]. В уравнении
(I—11) член, стоящий перед скобкой, характеризует
мгновенную деформацию, второй член позволяет
учесть развитие пластической деформации во вре¬
мени. Коэффициенты зависят от биологического и фи¬
зического состояния мяса. Поэтому погрешность в вы¬
числении относительной деформации может достигать
±15%. Интервалы изменения переменных, при кото¬
рых справедливо уравнение (I—11), следующие: 3,5Х
ХЮ5—16-105 Па и 1 —180 с. Приведенные выше ре¬
зультаты получены для форм	малого	объема.	При
изменении объема формы значения коэффициентов мо¬
гут быть другие, хотя принципиально общая картина
деформирования не изменяется.
Для исследования коэффициента бокового давле¬
ния колбасного фарша и распределения давления в
нем по высоте цилиндра применяли установки с тензо-
датчиками (см. рис. 19) [52].	Верхняя	месдоза	рас¬
полагалась практически под	самым	поршнем,	по¬
этому вертикальные (за счет массы грузов, действую¬
щих на поршень) и горизонтальные давления были из¬
вестны для одной «точки» (требовалась лишь незна¬
чительная экстраполяция — около 3%). Коэффици¬
ент бокового давления вычисляли по уравнению
(I—5). Осевое давление по высоте цилиндра убы¬
вает, следовательно, убывает и боковое, однако коэф¬
фициент бокового давления остается неизменным, что
следует из сущности его проявления.
Зависимости между осевым и боковым давления¬
ми, полученные более чем для ста опытов, позволили
рассчитать коэффициенты бокового давления
(табл. 32). Из табл. 32 видно, что коэффициенты для
фарша различных видов отличаются незначительно,
среднее значение их лежит в области 0,8—0,85; причем,
чем больше влажность фарша, тем выше значения ко¬
эффициентов.
Для расчета распределения давлений в фарше по
высоте трубки применимо уравнение (I—12), которое
показывает, что чем меньше диаметр трубки, тем ин¬
тенсивнее уменьшается давление по высоте. Если уси¬
лие прикладывается с двух торцов трубки, то следует
построить две эпюры давлений. Суммарная эпюра
8 Зак. 192G
225

представляет собой симметричную кривую отн<
тельно середины трубки по высоте, где значение да]
ния наименьшее. Представляют интерес исследова
реологических характеристик фарша при объем!
сжатии в цилиндрических формах диаметром
0,053 м и высотой до 0,1 м [47]. Опыты провод
на компрессионном устройстве, в котором фарш,
холящийся в цилиндре, (подвергался сжатию ме;
двумя поршнями. Измерение и запись величин пр(
водили с помощью индукционного датчика пере
щений. Для обобщения результатов эксперимен
использовали уравнение стандартного Линейного т
(I—24) и уравнение (IV—3).
Имея в виду, что начальный период деформации
значения е=0 до е=е0 исчисляется долями секу]
и т8<СТ(т, можно допустить, что напряжение в
разце в процессе деформирования (без начальн
периода) практически постоянно, т. е.:
С учетом этих условий уравнение (IV—3) при
вид
Интегрирование уравнения (IV—12) с учетом,
при т=0, е=8о, дает:
Уравнение (IV—13) позволяет произвести обрабо
кинетической кривой объемной деформации для от
деления релаксационных характеристик фарша.
При т— со относительная деформация будет ,м
симальной и ее величина из уравнения (IV—13) ра
п = £ц(е + т0 г).
(IV-
е = 80 +
о
(IV-
emax — р
По уравнению (IV—14) находим значение Ея.
Подставив в уравнение (IV—13) значение ет3х,
пишем

Решая уравнение (IV—15) относительно т, находим
Др
т In *	(IV—16)
где т — продолжительность действия напряжения, с;
Дв0 “ ешах ео >	~	ешах	е	•
Уравнение (IV—16) в полулогарифмических шка¬
лах представляет собой прямую, тангенс угла накло¬
на которой соответствует та. На основании уравнений
(IV—14) и (IV—16) обработаны экспериментальные
данные для фарша говяжьих сарделек. Наибольшие
изменения Еп и т0 претерпевают при изменении вла-
госодержания фарша. Экспериментальные зависимо¬
сти реологических характеристик для этого случая
описываются уравнениями:
где At = 2,69- 10е;
bi = 0,085 U;
А2 = Ю2;
h = 0,09 U-
U — влагосодержаиие фарша, кг воды на 1 кг сухого ос¬
татка.
Отклонение данных эксперимента от расчетных по
уравнениям (IV—17) и (IV—18) для 1/=1,5-ь4,5 не
превышает 4%. Полученные уравнения могут быть ис¬
пользованы в инженерных расчетах.
Объемное сжатие фарша при термообработке в форме. Комп¬
лексные исследования в этом направлении представляют интерес
в связи с тенденцией развития мясного аппаратостроения, на¬
правленного на создание автоматизированных линий изготовления
колбасных изделий без оболочки или в мягкой полимерной обо¬
лочке. Принципиально вопрос решается следующим образом: фарш
нагнетается в форму, с торцов вводят поршни для подпрессовки
и затем эту форму направляют иа термообработку.
В качестве источника энергии используют пар, горячий воз¬
дух, воду или электрический ток, который можно подводить к
фаршу через поршни с торцов. Для окончательной термообра¬
ботки (без формы) применяют горячий воздух, инфракрасное
излучение и пр. Однако, несмотря иа кажущуюся простоту вопро¬
са и многолетние работы в этой области, проблема еще полностью
ие решена. Такое положение создалось в связи с тем, что часто
не учитывали реологические свойства фарша в условиях нормаль¬
ного напряженного состояния (сжимаемость, характер распреде¬
ления давлений по высоте формы и пр.), их температурные из-
(V—17)
(IV-18)
8* 227

Мснения, а тепло- и электрофизические характеристики изуч;
без давления, что не соответствует состоянию фарша в форме i
термообработке.
На кинетических кривых в, г рис. 55 [22, 200] показано уме
шение деформации при любом давленнн с момента начала в
ки — от 180 с — и далее. При наименьшем давлении (0,312-105 Г
они переходят в отрицательную область, т. е. объем фарша с
новится больше начального. Объяснить такое резкое увеличе]
объема тепловым расширением нельзя. До сих пор объемную
формацию фарша при нагревании специально не исследова
Однако известно, что тепловая денатурация сопровождается я]
выраженными структурными изменениями мяса, саркоплазма
меняет объем н разрушается. Очевидно, увеличение объема ф
ша в основном происходит за счет изменения конфигурации ф
риллярных и развертывания цепей глобулярных белков при о
зательном присутствии воды. Плавное уменьшение деформа1
(см. рис. 55) обусловлено наличием температурного градиен
Температура, при которой деформация достигает минимума, не
стоянна и зависит от влагосодержания, увеличиваясь прн его
вышении; ее значения меняются для хорошо разработанного ф
ша от 55 до 65° С. Прн недостаточно тонком измельчении сое,
ннтельной ткани, например на куттере завода «Саксония» (80
3 ножа), температура, соответствующая минимуму деформац
снижается примерно на 10—20° С.
Уменьшение относительной деформации фарша при нагревай
вызванное увеличением объема, можно охарактеризовать уделы
объемной работой деформации. Наименьшие значения уделы
работы соответствуют «эталонному» влагосодержанию (
рис. 36, 37) [48, 49, 135].
Отмеченный эффект увеличения объема при термообрабо
фарша и количественные обоснования процесса имеют болы
практическое значение для проектирования аппаратов, в котор
фарш нагревается в замкнутых формах, для определения проч
стных характеристик колбасной оболочки с учетом ее возмож!
растяжимости и т. д.
При дальнейшем нагревании фарша до готовности деформа!
увеличиваются (см. рнс. 55, кривая г, д), а объем уменьшав!
если происходит отделение жира и бульона от продукта. Если
форма достаточно герметична, то уменьшение объема незна
тельно. Сброс давления в начале процесса охлажде!
(рис. 55, д, е) ведет к резкому уменьшению деформаций и за!
к увеличению их при дальнейшем охлаждении (рис. 55, е,:
Существенную роль при термообработке фарша в форме
рает давление, приложенное к торцам формы [22]. Воздейст)
давления на продукт вызывает переориентацию частиц, бо,
компактную их упаковку с одновременным объемным деформи
ванием, что способствует повышению прочностных свойств стр
туры. Установлено, что с увеличением давления релаксационн
модуль и удельная работа расширения возрастают, величины э,
стических деформаций снижаются. Кривые, характеризующие
менение периода релаксации, потерь жидкости при варке, ко:
фициеита температуропроводности и плотности готового продук
имеют экстремальные значения, соответствующие давлению (2,(
228

4-2,5) • 105 Па. При этом давле¬
нии потери жидкости для всех
исследованных видов фарша ми¬
нимальны, а коэффициент тем¬
пературопроводности имеет мак¬
симальную величину (рис. 56).
Указанный факт свидетельствует
о том, что при малых давлениях
фарш уплотняется без сущест¬
венного деформирования частиц,
а увеличение давления до
(2,04-2,5) • IО5 Па вызывает пере¬
распределение влаги в напоавле-
нии уменьшения количества ло¬
кальных полостей и образования
дополнительных капилляров и
пор за счет разделения агломера¬
тов. Подобный	процесс приводит
к увеличению	поверхности кон¬
такта частиц	с дисперсионной
средой, что способствует увели¬
чению водосвязывающей способ¬
ности фарша.
При давлении, превышающем
(2,04-2,5) • 105 Па, происходит
деформация частиц, впрессовы¬
вание части	жидкости, умень¬
шение толщины гидратиых обо¬
лочек, а в отдельных случаях—•
полное выдавливание жидкости
между частицами. Такое представление о действии механизма дав¬
ления на структуру фарша подтверждается данными опыта. Так,
потери жидкости в процессе варки фарша при увеличении давле¬
ния от 0,5-105 Па до (2,04-2,5) • I О5 Па снижаются до минимума,
а коэффициент температуропроводности возрастает до максимума.
Дальнейшее увеличение давления приводит к возрастанию потерь
жидкости и уменьшению коэффициента температуропроводности.
Следует отметить, что давление (2,04-2,5) 105 Па является
критическим при определении адгезионных электрофизических и
других свойств фарша, а также при проведении некоторых про¬
цессов обработки фарша.
Термограммы варки фарша (см. рис. 55) позволили вычислить
эффективный коэффициент температуропроводности а (в м2/с), ко¬
торый для интервала температур 50—71° С находится в пределах
от 6-10-8 до 15-10~8. С увеличением влагосодержания а увели¬
чивается. По данным В. М. Горбатова и др. [56], для фарша
русских сосисок а=12,2-10”8. Г. К. Бабанов для фарша доктор¬
ской колбасы иашел довольно близкие значения (около 14-10"8).
Он же для фарша, близкого по рецептуре к сосискам русским,
установил монотонное изменение а в области температур 20—
80° С от 1Ы0-8 до 19-10-8. При этом довольно резкое изменение
коэффициента начинается от 50° С. Вполне вероятно, что при этой
температуре будет происходить количественный «скачок», который
не был обнаружен.
а-10°
ц В p-W-Sfia
а
Рис. 56. Зависимость коэффи¬
циента температуропроводно¬
сти от давления и влагосодер¬
жания фарша сарделек:
а — гоняжьих; 6 — свиных.
229

Исследование изменений коэффициента температуропровод!
сти от продолжительности хранения и влажности сырого фар)
[22] показало, что основное влияние на величину этого коэф4
цнента оказывает влажность фарша (табл. 33).
Таблица 33
Температура
в центре образца,
°С
Коэффициент температуропроводности п-108 (в м2/с)
прн влагосодержании сырого фарша, кг влаги на 1 кг
сухого остатка
2,50
3,20
4 ,08
4 ,78
25—40
10,00
10,15
10,65
11,80
40—50
12,70
12,85
13,45
14,50
50—70
14,45
14,65
15,60
16,00
На основании математической обработки полученных данш
коэффициент температуропроводности а (в м2/с) можно опре;
лить по формуле
а = Л-10-8(1 +BU),	(IV—I
где U—влагосодержаиие фарша, кг влаги на 1 кг сухого (.
татка;
А и В — эмпирические коэффициенты, значения которых д
фарша говяжьих и свиных сарделек соответствен
равны 12 и 0,075; 11 и 0,075.
Формула справедлива в следующих пределах изменения вл
госодержання:	для фарша говяжьих сарделек 2,5—4,8; для се
ных 1,1 —1,4. Максимальное отклонение результата, рассчитанно
по формуле (IV—19), от опытного составляет ±5%.
Результаты исследований потерь жидкости при варке свиг
тельствуют о том, что минимальные потери наблюдаются п
длительности хранения 3—4 ч и влагосодержании 3,9—4,0 (фар
говяжьих сарделек) и 1,29—1,31 кг/кг (фарш свиных сарделе)
Зависимость эффективного коэффициента температуропровс
ности от влагосодержания и давления приведена на рис. 56 [2
Проведенные эксперименты позволяют сделать некоторые v
чественные выводы. Как отмечает акад. А. В. Лыков [101], коэ
фициент температуропроводности характеризует молекулярный г
ренос внутренней тепловой энергии тела. В точке перегиба фуи
ции:	относительная избыточная температура — время, котор
обычно находится в области 48—53° С, а существенно изменяете
По А. А. Соколову [160], прн указанной температуре начинает
интенсивная денатурация белков. При этом изменяются тепло¬
электрофизические свойства фарша. Следовательно, денатурац
белков, достигающая наибольшей интенсивности при 50° С, явг
ется глубоким физическим процессом, меняющим структуру фар!
и его свойства. Примерно в этой же области температур в си,
названных причин (дегидратация белков и пр.) начинается инте
сивиое отделение жидкости, что вызывает молекулярный перен

тепла, т. е. начинают взаимодействовать два противоположных
процесса. Процесс нагрева связан с эиергоподводом к фаршу;
процесс отделения жидкости, особенно при повышенном давле¬
нии, — с отводом энергии от фарша. Изменением доли молекуляр¬
ного переноса энергии можно объяснить изменение коэффициента
температуропроводности. При отсутствии избыточного давления в
области температур 50—70° С обычно температуропроводность а
увеличивается, так как интенсивный массообмен с окружающей
средой отсутствует.
Компрессионные характеристики брикетов кровя¬
ной муки. Прессование кровяной муки в брикеты диа¬
метром 0,035 м и массой 0,02 кг изучали [78] с целью
сохранения ее питательных свойств при длительном
хранении. Ори этом установлено, что при двустороннем
прессовании (см. рис. 17, г) давление и расход энер¬
гии меньше, чем при одностороннем прессовании (см.
рис. 17, в). Для определения удельной работы Луд
(в Дж/кг) предложена формула
А -А-
уд~~ РРо
62 In
— (Р '— Ро)
(Р-Ро)}.	(IV—20)
где р — плотность брикета, кг/м3;
Ро — насыпная плотность кровяной муки до прессования
(р0=450 кг/м3);
bi и &2 — эмпирические коэффициенты (при двустороннем прес¬
совании муки влажностью 9,5% 6i = 11870, £>2=1170;
влажностью 15% &, = 5140, 62=1080).
Брикеты высокого качества из кровяной муки стан¬
дартной влажности можно получить при давлении
1250-105 Па. При этом плотность брикетов будет
равна 1150 кг/м3, удельная энергоемкость процесса
13,2 кВт-ч/т. При влажности 15% плотность брикетов
должна быть не менее 1020 кг/м3, энергоемкость—•
3,5	кВт-ч/т. При влажности 9,5% брикеты следует
прессовать до плотности 1325 кг/м3, при влажности
15% до 1120 кг/м3.
КОМПРЕССИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
МОЛОЧНЫХ ПРОДУКТОВ
Компрессионные характеристики плавленых сы¬
ров при осевом сжатии [18, 80] изучали с помощью
прибора, изображенного на рис. 18, в. Образец сжи¬
мали между двумя параллельными пластинами, верх¬
нюю из которых перемещали по вертикали с постоян-
231

ной скоростью, равной 0,143-10~3 м/с. При одноос
ном сжатии образцов использовали пластины раз
личной площади: от 5-10-4 до 15-10-4	м2. Толщин
образцов изменяли от 0,0003 до 0,005 м.
Для описания поведения плавленых сыров в услс
виях	одноосного	сжатия использовали	обобщенно
уравнение стандартного тела, которое позволяет опрс
делить такие важные механические характеристик
как модуль упругости и период релаксации:
а + тр0 = Ее + TpEjE,	(IV—2]
где обозначения те же, что и в формуле	(IV—3), a j
и Е\ условно-мгновенный п равновесный модули уг
ругостн, Па.
Значительное влияние на упругопластическне свой
ства плавленых сыров оказывает и их химически:
состав. В исследованном диапазоне изменения влаж
ности	плавленых	сыров с увеличением	содержани
влаги в образце уменьшаются модуль упругости и пе
риод релаксации (табл. 34).
Таблица 34
Содержание
влаги, кг на 1 кг
сыра j
Я,.10~4,
Па
V с
0,452
6,13
1,92
0,551
4,80
1,61
0,603
3,98
1,47
0,649
3,25
1,29
При изменении содержания жира в плавлено;
сыре от 0,102 до 0,403 кг на 1 кг сухих веществ пр
постоянном содержании влаги 0,603 кг на 1 кг сыра иг
менение величин Е\ и тр не превышало 10%. Такие кс
лебания значения Ei и тр сопоставимы с ошибкой опь
та, что позволяет сделать вывод о том, что в исследс
ванном диапазоне изменение содержания жира н
влияет существенно на его упругопластические сво;
ства.
Компрессионные характеристики творожно-сыркс
вых масс определил Н. А. Мусабасв [120] по метод;
кам, аналогичным описанным выше. При объемно
232

деформации образцов творожно-сырковой массы из
них выделяется сыворотка даже при небольших дав¬
лениях подпрессовки (например, 0,312-105 Па). Фор¬
мы связи влаги в продукте и другие физико-химиче¬
ские факторы значительно влияют на процесс отжатия
сыворотки. Так, В. П. Табачников и др. [86, 116, 166]
отмечают, что из сырных сгустков, полученных из раз¬
личного молока, излишняя сыворотка удаляется с
большей разницей во времени, чем при различном
давлении (величины давления до 2-105 Па при удель¬
ной силе — отношение силы к объему продукта — до
0,134-107 Н/м3).
Н.	Н. Липатовым и др. [154] определено наиболь¬
шее оптимальное давление для сгустка различных ви¬
дов (в зависимости от жирности), при котором отде¬
ляется максимальное количество влаги; для жирной
творожной массы давление составляет около 0,14Х
ХЮ5 Па. По их мнению, давление надо устанавливать
в зависимости от количества и размеров пор, через
которые фильтруют жидкость. При этом они отмечают,
что с увеличением давления лишь незначительно
уменьшается влагосодержаиие.
В экспериментах [120] отделение сыворотки при
давлении 1,56 • 105 Па начиналось через 12 с, при
7,8-105 Па— через 48 с, при 15,6-105 Па — через
57 с. При высоком давлении под поршнем образуется
тонкий уплотненный слой с порами, капиллярами ма¬
лых размеров, который затрудняет фильтрацию жид¬
кости. При небольшом давлении слой более пористый и
жидкость начинает отделяться быстрее, хотя при боль¬
шом давлении ее выделяется больше.
Кинетические кривые относительной деформации
для сырковой массы и творога подобны аналогичным
для мясного фарша. Для расчета кинетики объемной
деформации и коэффициента объемного сжатия по за¬
висимостям (I—11) и (IV—10) и результатам экспе¬
риментов установлены значения коэффициентов (табл.
35 и 35а)
При этом коэффициент качества (коэффициент хи¬
мического состава) К определяли по зависимости
(III—19). Ошибка экспериментов не превышала ±3%,
однако отклонение расчетных величин от эксперимен¬
тальных может достигать ±20%.
233

Таблица 35
Коэффициенты к уравнениям (1—1!) и
(IV—10)
Продукт
ае-10*
а.
а*
♦
VI0‘
Творог обезжиренный
7,3
0,37
0,343
13,7
Сырковая масса особая
20,0
0,27
0,310
35,8
Творог полужирный
100,0
0,17
0,250
164,0
Сыркн творожные
7,4
0,33
0,365
14,3
Творог жирный
2,1
0,46
0,43
4,2
Таблица 35а
Влажность
Жирность
и
ж
6
с
К
80
4,00
0,250
4,25
41
23
0,70
0,299
0,111
0,352
3,77
73
9
2,70
0,099
0,220
—.
3,02
58
15
1,38
0,177
0,163
0,15
2,52
65
18
1,86
0,220
0,205
2,28
Релаксационные характеристики при осевом сж;
тии творожно-сырковых масс, вычисленные на осное
экспериментальных данных по уравнениям (IV—3)
(I—13), представлены в табл. 36. Химический сс
став образцов соответствует по номерам строк да!
ным табл. 18.
Существенный интерес представляют работ
Таблица 36
Ер,-10~3,
Па
те, с
та, с
£•10 3,
Па
£Я Ю 3,
Па
те, с
%, с
£•10 3
Па
2,0
2,0
8,0
8,0
7,5
2,3
■5,5
17,9
3,5
2,6
6,0
8,1
2,3
1,2
6,4
12,3
4,0
1,5
4,5
12,0
3,4
1,6
5,7
12,1
5,0
1,7
4,1
12,0
2,8
2,1
6,0
8,0
6,8
1,6
4,0
17,0
14,0
2,7
7,0
36,4
2,9
2,2
7,7
10,0
234

В. П. Табачникова [166] и др. по определению ком¬
прессионных характеристик сыров, в том числе в ус¬
ловиях наложения вибраций и использования уль¬
тразвука для оценки структурно-механических свойств.
В частности, определена скорость распространения
ультразвука, которая составляет в среднем для сыров
различных видов: российского — 1365 м/с, пикантного —
1535, костромского— 1645 и голландского брусково¬
го—1650м/с. Резонансную частоту датчика меняли
от 50 до 300 кГц. С уменьшением температуры ско¬
рость распространения ультразвука повышается. Она
зависит также от длительности хранения сыра, дости¬
гая максимума к 30—40 дням.
ПЛОТНОСТЬ МЯСНЫХ И МОЛОЧНЫХ ПРОДУКТОВ
Плотность является существенной характеристикой
при расчете ряда машин и процессов. Она зависит как
от давления, действующего на цродукт, так и от хи¬
мического состава его. Были сделаны попытки [218] по
изменению плотности определять, а затем и регули¬
ровать жирность или влажность продукта в потоке при
движении его по трубе.
Плотность ряда белковых систем (мясного бульо¬
на, крови, молока и др.) в зависимости от концентра¬
ции описывается эмпирическим уравнением
Рс = Pot + ас,	(IV—22)
где рс — плотность при данной температуре tc н концентрации
с, кг сухих веществ иа 1 кг продукта, кг/м3;
Ро (— плотность при концентрации, равной нулю, и той же
температуре, кг/м3;
а — эмпирический коэффициент, кг/м3 (значения а приве¬
дены в табл. 37) [154].
Таблица 37
Продукт
Темпера¬
тура,
‘с- °С
Пределы
концентрации
с, кг/кг
Коэффи¬
циент а,
кг/м*
Плотность
РоГ
кг/м*
Мясной бульон
40
0—0,20
300
992
Дефибринированная кровь
40
0—0,20
300
992
Молоко
20
0—0,12
115
998
Молоко
20
0,25—0,70
350
998
235

Приведенная выше формула (IV—22) дает точ¬
ность до третьей значащей цифры, что вполне доста¬
точно для технических расчетов.
Определить плотность р/, кг/м3, раствора данной
концентрации при температуре выше tc [см. уравнение
(IV—22)] можно по следующей формуле:
Р t =
Рс
1+Р< (t-tc)
(IV—23)
где рt — коэффициент температурного расширения.
Для интервала температур 40—95° С среднее значе¬
ние коэффициента температурного расширения (|ф,
I/К) многих водно-белковых систем такое же, как и
для воды:
Р, = 56-10-5.
Температурные зависимости плотности жира [154]
определены аналогично — пикнометром и ареометром.
Плотность различных видов жира и коэффициенты
температурного расширения приведены в табл. 38.
Таблица 38
Продукт
Плотность (в кг/м3)
при температуре. °С
Коэффициент
температурного
расширения
в интервале
50—95° С
РГЮ'\ ПК
100
50
Жир
говяжий
855
885
72
свиной
865
890
58
бараний
859
888
66
рыбий
868
903
81
Копытное масло
—
892
—
Кроме того, плотности при любой температуре
могут быть вычислены по формуле (IV—23), где
вместо рс принимается плотность жира при темпе¬
ратуре tc—50° С.
Плотность олеиновой кислоты [152] в интервале
12—60°С	удовлетворительно описывается уравне¬
нием
р = 907,5 — 0,6251.	.
236

Коэффициент температурного расширения этой
кислоты составляет 71,8-10-5 I/К, температура плав¬
ления равна 14° С, при застывании кислота кристал¬
лизуется в виде игл без запаха и вкуса. В животных
жирах ее содержится около половины от общего коли¬
чества.	■;	Ч
Плотность	смеси из нескольких компонентов р
(в кг/м3) можно определить по уравнению
P = 2c'<Pn.	(IV—24)
п
где сп — массовое содержание одного из компонентов в смеси,
кг на 1 кг смеси;
рп — плотность компонента, кг/м3;
п — количество компонентов.
Уравнение	(IV—24) справедливо, когда компо¬
ненты не вступают во взаимодействия, при которых
меняется состав или объем смеси.
Плотность	тонкоизмельченных видов колбасного
фарша была исследована для фаршей докторской
колбасы и сосисок русских. В процессе испытаний
влажность W изменяли от 0,65 до 0,73; жирность
Ф от 0,15 до 0,22 кг на 1 кг фарша. На основании дан¬
ных экспериментов, обработанных графо-аналитиче-
ски, выведено уравнение [154]
р= 1037 —(290ф+ 10,51/) +22 Igp.	(IV—25)
Уравнение	(IV—25) справедливо при давлении
(0,14-16) 105 Па. Оно получено в расчете на начальное
влагосодержаиие U от 1,8 до 2,7 кг влаги на 1 кг сухо¬
го вещества фарша. Поскольку при повышенном дав¬
лении отделение влаги незначительно, то ошибка в
вычислении плотности не превышает 3—4%.
На начальном участке кинетической кривой плот¬
ности происходит существенное уплотнение фарша,
которое заканчивается при р=(2+4)105 Па. При
больших давлениях плотность увеличивается незна¬
чительно. Полученные зависимости позволяют опре¬
делить объем продукта в сжатом состоянии и после
снятия давления.
Зависимость плотности фарша от степени измель¬
чения и вида измельчающей машины обнаружить не
удалось. Следовательно, приведенные зависимости
пригодны для расчета любых видов куттерованного
237

фарша. В табл. 39 приведены данные по плотное
фарша, при этом образец с влагосодержанием 2,55
наиболее близок по составу к фаршу сосисок руссю
Плотность мяса, измельченного на волчке с отве
стиями в решетке диаметром 3 мм [152], приведе
в табл. 40.
Таблица 3!
Характеристика фарша
Давление
р.10~6. Па
Плотность, кг/м*
Ф, кг/кг
U, кг/кг
по формуле
(IV—25)
экспериме!
'тальным пу
0,1826
2,06
0,312
1062
1050—10
3, 12
1084
1089
10,6
1095
1116
0,1544
2,55
0,312
1067
1058—10
3,12
1089
1106
10,6
1100
1119
0,1270
2,70
0,312
1071
1065—10
3,12
1093
1107
10,6
1105
1126
0,1108
3,01
0,312
1072
1060—10
3,12
1092
1098
10,6
1104
1120
Таблица 41
Мясо
Плотность шрота, кг/м3
несоленого
с Добавлением
3% соли
и 1 0% воды
соленого
без водь
Говядина
высшего сорта
1048
1059
1064
I »
1041
1049
1054
11 »
1033
1045
1049
Свинина
нежирная
1027
1034
1037
полужирная
986
—
1001
Шпик полутвердый
930
238

Плотность творожно-сырковых масс определена
при давлениях (0,1-+16) 105 Па и продолжительности
воздействия давления 180 с:
р = 1430 — 250/( + (60К ~ ЮО) lgp,
где К — вычисляется по уравнению (111—19) (см. также табл. 18
и 35).
Ошибка не превышает 6%.
Плотность кисломолочных продуктов (ацидофилина,
кефира, простокваши) близка к плотности исходного
молока [171]. Например, при 20° С плотность мо¬
лока 1028 кг/м3, кисломолочные продукты, изготовлен¬
ные из этого же молока, имеют плотность 1027—
1027,5	кг/м3.
Таблица 41
Насыпная плотность, кг/м3
Смесь
без уплотне¬
ния
с уплотнением
«Малютка»
478 + 18
557 ±9
«Малыш»
с гречневой мукой
476 ±20
562 + 11
с рисовой мукой
470 ± 16
568 ±7
с овсяной мукой
504 ± 11
601 ±6
Энпнт
обезжиренный
403 ± 17
482 ± 10
белковый
396±21
518± 7
жировой
390 ± 18
489 + 8
противоанемичный
426 ±15
524 + 5
Насыпная плотность сухих молочных продуктов
для детского питания [82] приведена в табл. 41.

ГЛАВА V
ПОВЕРХНОСТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МЯСНЫ
и молочных продуктов
АДГЕЗИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ (ЛИПКОСТЬ) МЯСНЬ
И МОЛОЧНЫХ ПРОДУКТОВ
Существенное значение при измерении адгезии (ли1
кости) имеет скорость отрыва пластины от продую
и приложения силы, как это видно из уравнеш:
(1-49).
Прогиб теизобалки (тензокольца) и деформации в подвижнь
частях прибора меняются в зависимости от липкости и усил!
предварительного контакта, если масса устанавливаемого гру:
для предварительного контакта поднимается вместе с тензоба
кой. Ее тарировка на осциллографе дает хорошую воспроизвод
Мость результатов; для усилий Р, Н можно получить расчет»
уравнение следующего вида:
Р = аух,
где а — эмпирический коэффициент, определяемый в результа
тарировки, Н/мм;
у —величина усиления;
х — отклонение «зайчика» от нулевой линии на фотоленте о
циллографа, мм.
Кроме того, последовательно в привод подвижной части мо>
но вставить сменную пружину различной жесткости, которая п
зволяет в широком диапазоне менять скорость приложения сил
отрыва.
Абсолютные деформации можно разделить на две гру пт
первая вызвана массой самой системы и грузом для обеспечен]
предварительного контакта; при этом «зайчик» осциллографа можг
поставить на нуль, когда система свободно подвешена, т. е. изм
ряются только дополнительные силы — силы отрыва; вторая вы
вана силой липкости. Отрыв верхней пластины происходит по сл
дующей схеме. Струна, постепенно наматываясь на шкив, или с1
стема винт — гайка поднимает подвижную часть прибора. Дефо;
мании первой группы достигают максимального значения, «зайчиг
пересекает линию пулевой отметки. С этого момента по уравнени
прямой начинают нарастать деформации второй группы.
Общая абсолютная деформация (Д, м) складывается из Д1
формаций струны (Дс, м), теизобалки (До, м), пружины (Дп, м
если она имеется, п деформации растяжения исследуемого ироду]
та (ДПр, м). Деформации струны, теизобалки, пружины можн
рассчитать теоретически или установить путем тарировки, общу
деформацию—по осциллограмме. При равномерной скорост
подъема (а>0, м/с) подвижной части прибора эти величины, вклк
240

чая длительность отрыва (т.п, с), в общем виде связаны соотно¬
шением
“\>То = Лс -j- Ag -|- Дц Апр.
по которому с учетом осциллограммы можно определить значение
любой величины. Эти расчеты позволяют вычислить истинную де¬
формацию материала при отрыве, работу и мощность отрыва, эф¬
фективную вязкость при растяжении.
Для мясопродуктов (фарш русских сосисок) экспе¬
риментальная проверка уравнения (I—49) была вы¬
полнена при различных толщине слоя и влагосодер¬
жании U. Фарш измельчали на куттере с тремя серпо¬
видными ножами, продолжительность куттерования
была оптимальной. Толщину слоя фарша меняли в пре¬
делах (0,34-1,0) 10~3 м, влагосодержаиие (в кг воды на
1 кг сухого остатка) имело значения: 2,21; 2,44; 2,70;
3,01.
Из графиков ——(h) (рис. 57) видно, что соотноше-
Ро
ние (I—49) хорошо выполняется при всех значениях
влагосодержания и во всем
щины слоя. С увеличением
влагосодержания наклон
прямых увеличивается, т. е.
коэффициент поверхностного
натяжения а уменьшается.
Вместе с тем отрезок, отсе¬
каемый на оси ординат,
уменьшается, т. е. при этом
уменьшается темп убыва¬
ния площади контакта С
(при постоянном значении
wc). Результаты, представ¬
ленные на рис. 57, получе¬
ны при давлении контакта
2350 Па и длительности
предварительного контакта
300 с к пластинам из нержа¬
веющей стали площадью
0,001 м2 при скоростях от¬
рыва — 0,00358 м/с и при¬
ложения силы — около
25 Н/с.
Детальное объяснение
этих закономерностей затру-
интервале изменений тол-
Рнс. 57. Зависимость адгези¬
онных характеристик фарша
русских сосисок прн различ¬
ных влагосодержаниях (кг
воды на 1 кг сухого вещест¬
ва) :
/ — 2,21; 2 — 2,44; 3 — 2,70; 4 — 3,01;
5 — темпа убывания площади кон¬
такта; 6 — коэффициента поверхно¬
стного натяжения.
241

днительно ввиду малой изученности механизма молеку
лярного взаимодействия в мясном фарше. Однако, уг
рощая проблему и принимая структуру фарша коагуля
ционного типа, можно предположить, что при увеличени
влагосодержания, во-первых, связь фарша с контакта
рующим материалом возрастает в результате увеличени
площади и улучшения контакта и проявления активно
сти белковых молекул в водном растворе прослоек меж
ду частицами и, во-вторых, поверхностное натяжени
фарша уменьшается, приближаясь к поверхностном
натяжению воды (0,08 Н/м).
В табл. 42 приведены значения коэффициентов, полу
ченные из графика (рис. 57). Цифровые величины таб
Таблица 42
U, кг воды иа 1 кг
сухого вещества
wc Н/с
С-1 0*, м2/с
га, Н/м
2,21
26,3
25,0
17,5
2,44
25,5
21,0
10,0
2,70
25,0
16,5
5,5
3,01
23,0
11,5
3,5
лицы соответствуют высказанным соображениям о
изменении коэффициентов. Попутно следует отметит]
что в широком диапазоне изменения влагосодержанш
температуры и некоторых других факторов адгезионны
характеристики при определенных значениях названны
параметров могут иметь экстремальную величию
В противоположность этому при увеличении влагосс
держания, температуры сдвиговые свойства мясных
молочных продуктов уменьшаются.
Таким образом, экспериментальные данные хорош
укладываются в рамки модели (I—44) — (I—47).
С целью получения удобных для практических рас
четов уравнений экспериментальные данные обрабать
вали в двух вариантах [3, 164, 179]. По первому вг
рианту подбирали эмпирические зависимости, основь
ваясь на изучении хода экспериментальных кривых
аналогичных исследованиях других продуктов. Таки
уравнения, описывающие первичные результаты экс
242

периментов, позволяют вычислить адгезию в условиях,
встречающихся ,в исследовательской и производствен¬
ной практике. В них не входит в явном виде скорость
нарастания силы, которую определить в отдельных слу¬
чаях сложно. По второму варианту находили постоян¬
ные к уравнению (I—49). Преимущество этого способа
заключается в том, что, имея одно общее уравнение,
при различных условиях проведения эксперимента опре¬
деляют лишь изменение двух коэффициентов. В каче¬
стве примера обобщения двумя способами показаны для
распространенного вида мясного фарша — фарша док¬
торской колбасы. Для фарша других видов и мяса
полученные закономерности не изменяются, а физиче¬
ские основы процесса идентичны. Поэтому остальные
данные представлены в обобщенном виде. Поверхности
пластин обрабатывали обычно по V классу чистоты.
Влияние на липкость давления и продолжитель¬
ности предварительного контакта. В качестве постоян¬
ных были приняты площадь пластины 0,0010 м2, скорость
движения струны 0,00358 м/с и толщина слоя фарша
3,0003	м. Напряжения предварительного контакта имели
значения 294, 1030, 2110, 2350, 4900, 6180 Па. При
каждом напряжении было проведено по пять измерений
: различной длительностью предварительного контакта:
3, 60, 180, 300, 600 с.
Рис. 58. Кинетические кривые изменения липкости фарша доктор-
:кой колбасы:
I — в зависимости от длительности предварительного контакта при давлении
сонтакта: / — 294; 2— 1030; 3 — 2110; 4— 2350; 5 — 4900; 5 — 6180 Па; 7 — от
явления контакта при переменной толщине слоя фарша; б — в зависимости
>т давления контакта при длительности контакта (в с): / — 3; 2 — 60; 3 — 180;
f — 300;	5	—	600.
243

На рис. 58, а показаны зависимости липкости от
длительности предварительного контакта ро(тк) при раз¬
ных давлениях предварительного контакта рк\ они пред¬
ставляют собой типичные кинетические кривые типа
(1-11):
Ро = Ро1 + а18тк>	(V—1)
где рпь я — эмпирические коэффициенты; первый представляет
собой липкость при продолжительности контакта
1 с, второй характеризует темп нарастания липко¬
сти при увеличении продолжительности контакта,
Па; пределы применимости уравнения от 3 до 600 с.
Значения коэффициентов приведены в табл. 43.
Таблица 43
Материал
Коэффициент
к уравнению
(V-1)
Отношение липкости
материала к липкости
нержавеющей стали
при продолжитель¬
ности контакта, с
Липкость
при
тк=600 с1
Па
С-104,
м2/с
Poi. Па
а
1-3
300
Дюралюминий
12800
2500
1,04
1,09
19600
4,8
Нержавеющая
12300
2100
1,00
1,00
18000
7,3
сталь
Сталь Ст. 3
11450
2100
0,93
0,96
16980
8,2
Чугун
10500
2100
0,85
0,90
16050
9,4
Латунь
8000
2700
0,65
0,84
15450
10,4
Фторопласт-4
8900
3900
0,72
1,06
18900
5,0
Примечания: 1. Величины липкости получены при толщине слоя фар¬
ша докторской колбасы 0,0003 м, площади пластин 0,0007 м2, давлении кон¬
такта 4900 Па.
2. Экспериментальные данные находятся в пределах ±12% от средних зна¬
чений величин.
3. Коэффициент поверхностного натяжения составляет около 4.2 Н/м.
Увеличение давления контакта ведет к увеличению
липкости. При высоких рк толщину слоя не удается
сохранить постоянной. Начальная толщина слоя 0,0003 м
практически не изменяется до р„ = 8000 Па. Затем отрыв
происходит уже при меньшей толщине, что связано с
вытеканием фарша из зазора между пластинами. При
наибольших рк толщина слоя перед отрывом достигает
наименьшей величины — около 0,00001—0,00002 м, кото¬
рая соизмерима с размером частиц куттерованного
мяса. Таким образом, начальные условия не совпадают
244

с условиями отрыва. Верхний участок кривой 7 (см.
рис. 58, а), полученной при наименьшей толщине, дает
постоянное значение липкости, которую можно, по-ви¬
димому, интерпретировать как истинную адгезию.
Обработка результатов измерений показала, что при
малой длительности контакта зависимость липкости от
давления контакта (рис. 58,б) в начале координат не
является линейной. Очевидно, при этом обеспечивается
контакт между выступами шероховатости, площадь
которых незначительна, и продуктом. Площадь дейст¬
вительного контакта оказывается величиной малой и
легко изменяющейся. Увеличение длительности и дав¬
ления предварительного контакта способствует заполне¬
нию выступов шероховатости фаршем и стабилизирует
измеряемые показатели (см. рис. 58, а, кривая 7).
Анализ экспериментальных данных позволяет вы¬
брать границы изменения давления и продолжитель¬
ности контакта. При небольших рк и тк контакт пла¬
стины с продуктом полностью зависит от ровности слоя
и других случайных величин, которые учесть весьма
сложно. При высоких рк фарш вытекает из зазора,
толщина к моменту отрыва отличается от начальной.
При больших т„ изменение адгезии незначительно, но
возможно подсыхание продукта по периметру слоя.
В области рк от 2000 до 5000 Па прибор дает наиболее
устойчивые показания; для густых фаршей следует вы¬
бирать значения рк ближе к верхнему пределу, для
жидких — среднее или ближе к нижнему. Оптимальная
длительность контакта, когда заканчивается процесс за¬
полнения микро- и макронеровностей и молекулярного
взаимодействия, составляет от 180 до 300 с. Приведен¬
ные зависимости справедливы при тк^600 с; если про¬
должительность контакта больше указанной, расчет
можно вести по времени 600 с, имея в виду, что при
большей продолжительности контакта липкость увели¬
чивается незначительно (до 5%).
Влияние на липкость материала пластин. Адгезия
продуктов к различным металлическим поверхностям,
покрытым естественной окисной пленкой, неодинакова
[154]. А. М. Медведева [113] установила следующий ряд
интенсивности взаимодействия металлов с клеевой плен¬
кой (в порядке понижения): алюминий, титан, дюралю¬
миний, сталь, цинк, латунь, медь. Наши исследования
245

Рис. 59. Кинетические кривые изменения адгезии в зависимости
продолжительности предварительного контакта:
а — для пластин нз разных материалов (номера кривых соответствуют не
рам в табл. 43); б — для пластин различной площади (в м2): / — 0,0
2 — 0,0010;	3 — 0,0015; в, г — соответственно для пластин из иержавею]
стали (б) и фторопласта (г) при различных скоростях отрыва (м/с):
/ — 0,00167; 2 — 0,00358; 3 — 0,00930; 4 — 0,0193,
[33, 164] подтвердили этот порядок интенсивности д
липкости тонкого слоя фарша (см. табл. 43). Усташ
лено, что чем тоньше окисная пленка и менее проч
связана с металлом, тем силы адгезии меньше. По-i
246

;имому, такое объяснение универсально. Следует от¬
стать аномальное поведение фторопласта, который при
1алой продолжительности взаимодействия с фаршем
оказывает небольшую липкость, интенсивно возрастаю-
иую при увеличении длительности контакта (рис. 59,а).
Аналогичные результаты получил Б. А. Николаев {124]
;ля небродящего теста. Поскольку среди всех названных
штериалов фторопласт является наиболее «пористым»,
о во время длительного предварительного контакта
:аряду с механическим зацеплением не только на по-
1ерхности раздела, но и в глубине материала происходит
физико-химическое взаимодействие.
Влияние на липкость, площади пластин. В качестве
остоянных были приняты толщина слоя фарша 0,0003 м,
корость отрыва 0,00358 м/с, давление контакта 4900 Па.
1лощади пластин из стали марки Ст. 3 были выбраны
ледующих размеров: 0,0005; 0,0007; 0,0010 и 0,0015 м2.
{ля каждой пластины измерения проводили при про¬
должительности предварительного контакта 3, 60, 180,
100 и 600 с. На рис. 59, б показаны кинетические зави-
имости для разных площадей пластин. Из графика
шдно, что с увеличением площади пластин липкость
меныпается. Интерпретация экспериментов дает осно-
;ание предположить, что при площади около 0,0013 м2
[ипкость наименьшая.
В результате комплексных исследований совместного
:лияния на липкость длительности, давления контакта
[ площади пластин получены графические зависимости,
(зображенные на рис. 59, б. Для их обобщения могут
>ыть использованы зависимости типа (V—1).
Таким образом, отмечаемая в литературе |[124] зави-
шмость адгезии и липкости от площади контакта под-
'верждается для мясного фарша. Для получения сопо-
давимых результатов исследований площадь пластин
жоло 0,0010 м2 можно считать наилучшей.
Влияние на липкость скорости отрыва пластины. Экс-
щрименты были проведены на пластинах площадью
),0007 м2 из нержавеющей стали, фторопласта и стали
дарки Ст. 3 при давлении предварительного контакта
1900 Па и толщине слоя фарша 0,0003 м. Скорости от-
)ыва пластины имели четыре значения: 0,00167; 0,00358;
1,00930; 0,0193 м/с; продолжительность контакта — пять
шачений при каждой скорости.
247

Результаты опытов для нержавеющей стали (в)
фторопласта (г) представлены на рис. 59. Сопоставл
ние кривых показывает, что при продолжительное!
контакта примерно до 30 с липкость фарша к фтор'
пласту меньше, чем к стали. При большей продолж]
тельности контакта для небольших скоростей отрьп
(0,00167; 0,00358) липкость к фторопласту выше, че
к стали; при скоростях 0,0093 и 0,0193, наоборо
меньше. Рассматривая отрыв в соответствии с ура
нением (I—46) как сокращение площади контакта
взаимосвязей структур во времени, можно предпол(
жить, что при быстром отрыве происходит более ш
менее одновременный разрыв связей фарш — повер
ность; при медленном наряду с разрывом связей нар
шается механическое зацепление продукта с матери
лом в выступах шероховатости и в микропорах.
Графические зависимости, приведенные i
рис. 59, в, г, описываются уравнением
Ро = Ро +	('g	т*	—	'g тк) -	(v—
где р*, т *— липкость и продолжительность контакта, постоя
ные для любой скорости отрыва диска, ио завис
щие от материала пластин, Па;
аш — коэффициент, характеризующий интенсивность вс
растания адгезии при увеличении скорости отрьп
Па (табл. 44).
Таблица 44
Материал
Коэффициенты к уравнению (V-
-2)
*
^0
*
тк
а,
аа
о3
"4
Сталь Ст. 3
5150
0,0010
780
2400
1250
0,4
Нержавеющая сталь
6000
0,0010
780
2400
1250
0,4
Фторопласт
3000
0,0316
2280
2800
2800
0,2
= «г + a., lg К-103) при 1 < ш0-103 < 10; j	^
aw — аз (а'о • 103)ol,i при 3 < w0-103 < 20.	J
В диапазоне скоростей от 0,003 до 0,010 м/с можт
пользоваться любой зависимостью (V—2а).
Из пределов применимости уравнения (V—2) видн
что имеются две зоны зависимости липкости от скороа
отрыва: логарифмическая при малых скоростях и ст
248

Рис. 60. Зависимость адгезионных характеристик:
а — лля фторопласта от обратной величины скорости приложения силы;
б — то же, для нержавеющей стали прн различной длительности контакта
(в с): / — 3; 2 — 60; 3—180; 4 — 300; 5 — 600: « — от длительности контакта:
/ — для фторопласта; 2 —для нержавеющей стали.
пенная — при больших. Однако за правило такую зави¬
симость принять нельзя. При изменении условий изме¬
рения меняется вид функции, которая описывает процесс
адгезионного взаимодействия. Скорость приложения
силы со скоростью отрыва связана линейно.
Таким образом, влияние скорости отрыва на липкость
можно объяснить различными условиями нарушения
сплошности продукта (мнкродефекты, продолжитель¬
ность разрушения связей и пр.). Оптимальные значения
скорости отрыва находятся в пределах 0,003—0,010 м/с.
Существенный интерес представляет интерпретация
результатов экспериментальных исследований в свете
аналитического уравнения (I—49). Прн этом следует
отметить, что оно приемлемо для структур с достаточ¬
ным количеством дисперсионной среды, что соответст¬
вует выбранной модели «сложной жидкости» (I—44).
Влияние на липкость длительности предварительного
контакта. Увеличение продолжительности предваритель¬
ного контакта сопровождается увеличением действитель¬
ной площади контакта и количества ячеек, которые
имеют максимальное сцепление с пластинами, что опре¬
деляет смачивание материала пластин (рис. 60, а, б).
Из этого следует, что связи между фаршем и поверх¬
ностью стремятся к насыщению, и если липкость вна¬
чале растет интенсивно (см. рис. 59), то затем незна¬
чительно. Коэффициент поверхностного натяжения,,
характеризующий энергию свободной поверхности
фарша, также стремится к постоянному значению
2-19

(рис. 60, в), а косинус угла смачивания — к единице
т. е. происходит полное смачивание. Для последней
случая ориентировочно [3, 179] можно оценить удельнук
работу липкости. Такая оценка показывает примернс
одинаковую величину удельной работы для фторопла
ста и нержавеющей стали —около 8,4 Дж/м2. При этоь
начальное значение коэффициента для пластин из фто
ропласта меньше, чем для нержавеющей стали, чтс
указывает на худшее смачивание фторопласта при ма
лой продолжительности контакта; при достаточно боль
шой длительности контакта коэффициенты практичеси
одинаковы (см. рис. 60, в).
Коэффициент поверхностного натяжения не зависиг
от материала пластин. Этот вывод, справедливый ДЛ5
полностью смоченных пластин, согласуется с теорети
ческими представлениями об адгезии [14, 16].
На графиках —  VpHC. 60, а, б) угол наклона
Ро \ ^0 /
линий, характеризующий темп убывания площади кон
такта по уравнению (I—49), практически одинаков
Следовательно, темп разрыва связей определяется и;
прочностью, но не зависит от количества, которое непо
средственно влияет на угол смачивания и, следова
тельно, на коэффициент поверхностного натяжения. Та
ким образом, темп убывания площади контакта н
изменяется с увеличением продолжительности предва
рительного контакта. Для фарша докторской колбась
в контакте с фторопластом получено среднее значение
темпа убывания площади (5,5±0,5) 10-4 м2/с, для не¬
ржавеющей стали— (8±1)10-4 м2/с.
Влияние на липкость материала и площади пластин
Исследования проводили при достаточно большой про
должительности контакта (600 с), когда коэффициею
поверхностного натяжения подвержен незначительным
изменениям, и давлении контакта 4900 Па, при котором
геометрическая площадь пластины (0,0007 м2) и пло
щадь истинного контакта перед началом отрыва при¬
мерно совпадают. Толщина слоя фарша составляла
0,0003 м.
Для определения темпа убывания площади зависи¬
мость (I—49) можно представить следующим образом
1 h \	F о	/i^'t

Подставляя в уравнение значения постоянных вели¬
чин, в том числе и коэффициента поверхностного натя¬
жения, равного 4,2 Н/м, получим расчетную формулу
1/20 \
2,8-10* (, т0 ~Ws-J'
по которой был вычислен темп убывания площади (см.
табл. 43). Из сравнения величин липкости и темпа
убывания площади видно, что они передают изменения
степени взаимодействия фарша с различными мате¬
риалами— большей липкости соответствует меньший
темп убывания площади. Однако темп убывания пло¬
щади в отличие от липкости не зависит от длительности
контакта (при не очень малых его значениях) и поэтому
является удобной величиной для практических расчетов
и оценок.
Экспериментальные данные и вычисленные значения
темпа убывания площади для стали марки Ст. 3 приве¬
дены в табл. 45. Сравнение величины темпа убывания
площади возможно в том случае, когда скорость уве¬
личения силы постоянна. Если исключить ее влияние на
темп убывания площади, т. е. взять отношение C/wc, то
заметна тенденция его возрастания при увеличении F0.
Число связей, разрываемых за 1 с, оказывается срав¬
нимым с общим числом связей между фаршем и пла¬
стиной. Действительно, темп убывания площади пропор¬
ционален числу связей, разрываемых в 1 с, a F0 про¬
порциональна общему числу связей: отношение C/F0
оказывается порядка 0,5—1,5 с-1 (табл. 45).
Таблица 45
Д„Л0‘, м2
Т„, С
Ро. Па
(С/ю.ЫО*,
м2/Н
с-ю*.
м2/с
“'с.
Н/с
с
	, с—1
Fo
5
0,258
17500
0,214
7,3
34,0
1,46
7
0,356
16980
0,231
7,7
33,3
1,10
10
0,716
16150
0,261
5,9
22,5
0,59
15
0,791
14050
0,360
9,6
26,5
0,64
Влияние на липкость шероховатости поверхности. Исследова¬
ния проводили на пластинах из латуни и нержавеющей стали при
давлении контакта 4900 Па, площади 0,0007 м2, скорости отрыва
251

Рис. 61. Зависимость адгезии фарша от класса чистоты поверхно(
стали (а) и латуни (б) и схема взаимодействия фарша с пове;
ностью (в):
1 — материал пластины; 2 — мышечные частицы; 3 — жидкостные прослой
4 — жировые частицы.
0,00358 м/с, толщине слоя 0,0003 м и для различной чистоты <
работки поверхности: IV, VII, X и XIII классы по ГОСТ 2789—
(рис. 61). Эти классы чистоты имеют среднюю высоту выстуг
(в мкм):	20—40; 3,2—6,3; 0,5—0,8 и 0,1—0,12 соответствен
При этом для IV и VII классов сами макровыступы на евс
поверхности имеют микровыступы. Схематичный вид поверхно(
для классов чистоты показан на рис. 61,0. Размеры частиц ф:
ша [152] (в мкм) составляют: мышечной ткани — 30—160, жи;
вых клеток—120—160, жировых капель около 20; жидкости
прослойки имеют толщину до 12 мкм, т. е. эти размеры соизме]
мы с высотой выступов шероховатости.
Из схемы на рис. 61 видно, что для IV класса истинная i
верхность пластины больше геометрической; контакт частиц с t
терлалом может быть точечным и по некоторой площади. Д
VII класса осуществляется меньшее количество контактов, чем
первом случае; возможно также н «провисание» волокон. Для
класса количество контактов (они в основном точечные) еще бо.
ше сокращается, возможность «провисания» частиц н по длине,
по периметру увеличивается. Наконец, для XIII класса — Han6oj
гладкой поверхности (высота выступов на 2—3 порядка мень
размера частиц)—контакт происходит по некоторой поверхнос
показанной зачерненными участками на рис. 61, в. Поскольку
ществуют жидкостные водно-белковые прослойки, в явлении вз;
мопритяжения фарш — металл большую роль играют белков
молекулы, которые после вытеснения жидкости из мест конта!
могут непосредственно связывать между собой частицы мяса
материал поверхности. Кроме того, н, по-видимому, это главн
причина увеличения взаимопритяжения заключается в следукмщ
При высоте выступов шероховатости 0,1 мкм касание частиц
252

поверхности материала приводит к возникновению жидкостных
частей с радиусом кривизны около 0,05-10~6 м (0,05 мкм), что
вызывает появление сил избыточного давления сближения [см.
уравнение (I—44)]. Его приближенно (с явным занижением)
можно оценить по коэффициенту поверхностного натяжения воды
0,08 Н/м:
2а 2-0,08
Роо = Т-=='11Ж"'106 = 32■105 Па-
При измеряемой величине липкости около 0,2-105 Па полу¬
ченное давление на два с лишним порядка выше. Естественно, что
при таком высоком давлении (32-105 Па) разрушаются водно-бел¬
ково-солевые оболочки (прослойки) и истинная площадь контакта
резко возрастает. О более сильном взаимодействии фарша с глад¬
кой поверхностью свидетельствует и наблюдающийся хорошо вы¬
раженный когезионный вид отрыва. Для поверхностей, обработан¬
ных по более низкому классу, отрыв обычно смешанный.
Из описанной схемы явления следует, что липкость с увели¬
чением чистоты поверхности должна уменьшаться, достигать ми¬
нимума и вновь увеличиваться, что полностью подтверждает
рнс. 61,а, б. В этом смысле представляет интерес работа А. Д. Зи¬
мина и Т. С. Волковой [70]. которые исследовали адгезию стеклян¬
ных шариков со средним диаметром 20, 40, 70 мкм к поверхно¬
стям различной чистоты обработки. Полученные результаты для
фарша согласуются с опытами А. Д. Зимина, который, однако,
трактовки для восходящей части кривой адгезии не дает.
Таким образом, для уменьшения адгезии поверхность должна
быть обработана по X классу чистоты. Поскольку характер изме¬
нения липкости от чистоты поверхности остается неизменным при
любой длительности контакта (см. рис. 61), X класс является оп¬
тимальным как для статических, так и для динамических режимов
работы машин соответственно при большой и малой продолжи¬
тельности контакта.
Адгезионные характеристики различных мясопродук¬
тов помещены в табл. 46. Адгезия говядины и свинины
к стали Ст. 3 изучена для площади пластин 0,001 м2
при условиях измерения, указанных в табл. 46. Обра¬
ботка результатов по уравнению (I—49) показала хо¬
рошее совпадение с ним; ход кривых аналогичен полу¬
ченному для фарша докторской колбасы, за исключе¬
нием коэффициента поверхностного натяжения, который
при большой продолжительности контакта не остается
постоянным. Адгезия говядины вдоль и поперек волокон
почти одинакова (превышение в первом случае дости¬
гает 10%,). Значительно уменьшается (в 1,5—2 раза)
адгезия дефростированной говядины, что, вероятно, свя¬
зано с необратимыми изменениями структуры ткани и
сока при замораживании и размораживании. Резуль¬
таты измерения адгезии свинины к различным мате-
253

Таблица 41
Я
А
Предвари¬
тельный кон¬
такт
я
С
я
А
Предваритель¬
ный контакт
с
а
о,
*• V
и *
О <1
as
Si-
Толщина слоя
Л-103, м
давление pRi
Па
продолжи¬
тельность
с
сх
£
У
О
ы
с
я
3
а
Ь У
2*
н *•
о о
А,—
о .
5 i
Толщина слоя
Л-103, м
давление рк>
Па
продолжи¬
тельность тк>
с
с
cj
с
»
с
5
Говядина
вдоль
волокон
Свинина вдоль волокон
3,58
3,3
294
3
51
3,58
9,24
19,22
3,5
3.2
3.1
3.3
3.2
3,0
3430
3430
3430
3
300
3
300
3
300
1500
3980
2680
4950
3100
6700
3.58
3.58
3.58
3.0
3.5
3.6
3.1
3,0
3,9
3,3
1030
3430
8000
300
3
300
3
300
3
300
14(
81
251
181
471
32'
60,
Свинина поперек волокон
9,24
3.0
3.1
3430
3
300
291
67(
3,58
3,1
3,4
3430
3
300
1700
4070
19,22
3,2
3,5
3430
3
300
36(
81<
9,24
3,1
3430
3
2880
Говядина поперек
волокон
3,5
300
4620
3,58
3,4
3430
3
18,
19,22
3,0
3430
3
3400
3,5
300
421
3,0
300
7500
9,24
3,0
3430
3
251
19,22
3,5
3.0
3.0
3430
300
3
300
62
33
75
риалам показали, что поскольку отрыв носит адгезис
ный характер, то, несмотря на большую толщину сл
(0,003 м), ряд активности материалов соответству
установленному для фарша докторской колбасы, г
отрыв реализовали в тонком слое. Из табл. 46 вид*
что адгезия свинины и говядины имеет один порядок,
для говядины выше на 10—15%, чем для свинины.
Зависимости липкости свиного шпика от продолж
тельности контакта имеют несколько отличный харг
тер от кривых для других мясных продуктов: при yi
личении продолжительности контакта у них не набл
дается тенденция к выходу на постоянное значен
(рис. 62, а).
При куттеровании фарша на стенках и ножах к}
тера образуется довольно прочная макропленка мел*
дисперсного вещества (частицы мяса, соединительн
254

Рис. 62. Зависимости липкости от продолжительности предвари¬
тельного контакта прн скорости отрыва 0,00358 м/с:
а — для свиного шпика к различным материалам (номера кривых соответ¬
ствуют номерам кривых в табл. 43; б — для грязи с роликов и мелкодисперс¬
ного слоя со стенок куттера (кривые с индексом штрих) при различном дав¬
лении контакта: 1 —1030; 2 — 3440; 3 — 8000 Па; в — для мелкодисперсного
слоя со стенок куттера к различным материалам (номера кривых — см.
табл. 43).
ткани, жира и воды). Такая же пленка образуется на
всех поверхностях, вдоль которых проходит куттерован-
ный колбасный фарш. Пленка является первой причи¬
ной удерживания фарша на поверхности, что для неко¬
торых машин положительно, других — отрицательно.
Возникновение пленки фарша обусловлено проскальзы¬
ванием крупных частиц вдоль поверхности и сцеплением
с ней мелких, что также согласуется с теорией лами¬
нарного подслоя. Подобная пленка (белки, вода, ржав¬
чина) образуется на троллеях и разногах. Существую¬
щие методы ее удаления (мойка обычная и ультразву¬
ковая) основываются на эмпирически подобранных
режимах обработки. С целью определения исходных
параметров для расчета очищающих устройств могут
быть использованы полученные данные о липкости этих
пленок к поверхностям (рис. 62, б, в). Микропленки
белковых веществ, адсорбированных на поверхностях,
образуют прочные защитные покрытия; белок в пленке
уподобляется денатурированному состоянию.
Липкость тонкоизмельченных видов фарша имеет
одинаковый порядок. Поэтому зависимости, получен¬
ные для расчета липкости фарша докторской колбасы,
255

применимы в первом приближении для расчета лип?
сти других тонкоизмельченных видов фарша.
В технологии кулинарной обработки мясных прод^
тов для придания им большей «нежности» добавля!
ферментные препараты. Производственная практи
подтвердила технологическую целесообразность и э?
номическую эффективность их использования для (
вершенствования процессов н улучшения качест
продукции. При добавлении в фарш протеолитическ
ферментов разрушаются межмолекулярные связи в бе
ках, т. е. высокомолекулярные соединения переходят
низкомолекулярные. Разрушение крупных белковых с
единений внешне проявляется в изменении структур!?!
свойств фарша.
Для исследований влияния ферментирования на лт
кость фарша [74] использовали тандрин и кератина:
продолжительность ферментирования — 15 мин, включ
время контакта. Длиннейшую мышцу спины пропуска
через мясорубку с отверстиями в решетке диаметр!
1 мм; площадь пластин 0,0007 м2, скорость отры
0,00358 м/с, давление контакта 3430 Па. Отрыв в 6oj
шинстве опытов имел адгезионный характер.
Зависимость липкости и абсолютной деформац
сферическим пуансоном с массой 0,09 кг от продс
жительности предварительного контакта и действ
давления показана в табл. 47.
Липкость и вязкость ферментированного фар!
меньше, деформируемость больше, чем контрольно
Вязкость измеряли в области практически неразруни
ных структур на приборе Б. А. Николаева [124] с плоа
параллельным смещением пластин на наклонной пл<
кости. Изменение величины свойств, видимо, объясняе?
дроблением высокомолекулярных соединений в жидко!
ных прослойках дисперсионной среды фарша. П
«мгновенном» контактировании контрольный фа]
имеет меньшую липкость: вследствие его большей в:
кости и меньшей деформируемости он медленнее сбj
жается с поверхностью материала, и, следователь]
продолжительность образования контактов с пове]
иостыо увеличивается (см. рис. 61).
Липкость, так же как и сдвиговые свойства, мол
в определенной степени характеризовать качество п]
дукта. Сделанный выше вывод подтверждается хар;
256

Рис. 63. Зависимость липкости фарша русских сосисок от длитель¬
ности куттерования н влагосодержания:
а — куттер с чашей вместимостью 240 л; б — куттер с чашей вместимостью
80 л при различной толщине слоя фарша: / — 0,0003; 2 — 0,001 м.
тером изменения липкости при куттеровании фарша -
[201]. Из рис. 63 видно, что при эталонных режимах
обработки (см. рис. 36) липкость имеет экстремальное
значение при толщине слоя фарша 0,0003 м. При тол¬
щине слоя 0,001 м и увеличении влагосодержания лип¬
кость монотонно уменьшается подобно изменению сдви¬
говых свойств. При малой толщине слоя в основном
проявляются силы, обусловленные энергией свободной
поверхности (адгезионные); при большей толщине
слоя — объемные, когда возможно течение фарша между
пластинами при их расхождении, а объемная прочность
(например, предельное напряжение сдвига) с увеличе¬
нием влагосодержания уменьшается. Эти данные пока¬
зывают, что для объективной характеристики процесса
необходимо экспериментально выбрать соответствующие
условия измерения (см. главу II).
Понижение температуры фарша от 17—18 до 4—5° С
ведет к уменьшению липкости на 30—40% за счет
увеличения вязкости и прочности дисперсионной среды
и, следовательно, системы в целом. Липкость имеет
наибольшее значение при 23—27° С. Эксперименты про¬
ведены при продолжительности предварительного кон-
9 Зак. 1926
257

Таблица 47
Определяемая
характеристика
Название периода
и его длительность, с
контроль¬
ный
Вид фарша
фермента
тандри-
ном
рованный
керати-
назой
Липкость, Ра- 10—4,
Предвари¬
3
0,40
0,58
0,50
Па
тельный
60
1,04
0,86
0,77
контакт
180
1,23
1,03
1,19
600
1,67
1,34
1,36
Деформация, 6-Ю3,
Действие
1
2,0
3,5
3,0
м
силы
30
5,6
7,7
6,9
60
6,7
9,3
8,6
180
7,5
11,0
9,5
Восстанов¬
0
7,5
11,0
9,5
ление
30
5,3
8,7
7,2
180
5,2
8,4
7,0
Вязкость,
20,0
12,8
15,4
"Пв • 10 4, Па-с
Модуль сдвига,
G-10-3, Па
—
—
3,0
2,6
2,7
Период релаксации,
с
_ _
68
49
57
такта 3 с, давлении 3440 Па и скорости отрыв;
0,00358 м/с.
Липкость пельменного теста 1[2]. Влажность тест;
составляла 0,4—0,43 кг влаги на 1 кг теста; для иссле
дований использовали адгезиометр [202, 203] со ско
ростью отрыва 0,00045 м/с, пластины из нержавеюще!
стали площадью 0,0010 м2. Тесто для измерений брал;
после прохождения через пельменный автомат, измере
ния проведены при температуре 10—15° С. Полученньг
значения липкости (табл. 48) удовлетворительно согла
суются с данными проф. Б. А. Николаева [124]. Средни!
значения липкости составляют 14 000—16 000 Па.
258

Таблица 48
Давление контак¬
та, Па
Продолжительность
контакта, с
Липкость (в Па) при толщине слоя
теста, м
0,00!
0,002
3
8 100
12 800
I960
60
15 000
11 300
300
15 150
14 000
3
13 700
12 600
4900
60
15 070
13 600
300
14 800
15 000
3
14 700
13 800
9850
60
14 700
14 300
300
15 400
15 000
Липкость сырково-творожной массы [68, 117, 120].
Исследования проводили на образцах особой сырково¬
творожной массы, которую изготовляли путем переме¬
шивания творога, сливочного масла и сахара. Поскольку
размеры белковых частиц достигают 0,001 м, нанести на
пластину слой меньшей толщины затруднительно, и
основные эксперименты выполнены при толщине слоя
0,001 м. Результаты измерения липкости особой тво¬
рожно-сырковой массы при давлении контакта 4900 Па
Таблица 49
Длитель¬
ность
контакта,
с
Липкость (в Па) при скорости отрыва, м/с
Материал пластин
0,00167
0,00358
0,0093
0,0193
Нержавеющая сталь
3
6700
9100
12000
13400
60
7600
10000
13200
15300
180
9100
11800
15100
16300
300
10500
12700
16300
21850
600
14500
17100
23000
26600
Фторопласт-4
3
9600
10100
16300
18400
60
12200
10700
19300
22600
180
12300
13400
20400
23700
300
14200
13600
21850
28000
600
15300
14200
24600
32000
9* 259

и площади пластин 0,0010 м2 приведены в табл. 49
Вопрос об изменении липкости при изменении со
става представляет большой практический интерес. Для
его выяснения проводили измерения на пробах творож¬
ной массы различного состава при постоянстве всех
прочих параметров. Типичный результат дан в табл. 50
Таблица 50
Химический состав продукта, кг/кг	Липкость	(в	Па),	при	толщине
сырковой массы	слоя	продукта,	м
вода
жир
белок
сахар
0,0005
0,001
0,0015
0,43
0,22
0,09
0,26
10000
7900
5700
0,65
0,19
0,16
—
10700
8600
4700
для двух проб различного состава. Из табл. 50 видно,
что химический состав творожной массы не влияет су¬
щественно на липкость при постоянных условиях изме¬
рения. По-видимому, липкость определяется главным
образом природой и строением молекул и структурно¬
механическими особенностями объекта. С повышением
влажности увеличивается липкость, если измерения про¬
ведены для тонкого слоя продукта, когда в большей
мере реализуется адгезия. Для более толстого слоя
(0,0015 м), когда начинает «работать» когезионная
прочность, увеличение влажности приводит к пониже¬
нию липкости. Аналогичная картина наблюдается для
мясного фарша. Это явление имеет определенный фи¬
зический смысл: при увеличении влажности до опре¬
деленного предела поверхностная энергия продукта по¬
вышается, объемная прочность структуры (когезия) за
счет утолщения водных прослоек и уменьшения ван-
дер-ваальсовых сил сцепления понижается. Такой харак¬
тер изменения величины липкости позволяет отнести ее
к числу объективных характеристик творожно-сырковой
массы.
Липкость плавленых сыров [80]. Исследования прово¬
дили в широком диапазоне изменения длительности и
давления предварительного контакта, площади пластин,
толщины слоя и пр. При этом пользовались прибором,
260

Рис. 64. Зависимость липкости
плавленых сыров:
а — «Янтаря» при толщине слоя
0,0003 м; 6—«Дружбы» при толщи¬
не слоя 0,0004 м; в — «Нового» при
толщине слоя 0,001 м от давления
предварительного контакта при раз¬
личной длительности контакта: /—
3 с; 2— 60; 5—180; 4— 300; 5— 420 с
(площадь пластин 0.001 ч2, матери¬
ал — нержавеющая сталь).
который изображен на рис. 21. В качестве объектов
исследования были выбраны сыры типа «Янтарь»,
«Дружба», «Новый». При одинаковых условиях изме¬
рения наибольшие значения липкости у сыра «Янтарь»
и наименьшие — у сыра «Новый». Все измерения про¬
водили при 18—20'С.
Установлено, что с увеличением давления и дли¬
тельности предварительного контакта липкость увели¬
чивается (рис. 64). Это связано с увеличением числа
контактов и соответственно истинной площади контакти¬
рования.
Давление контакта больше 9800 Па неприемлемо,
так как ведет к выдавливанию продукта из зазора и
изменению толщины слоя.
Исследования влияния площади пластин в диапазоне
от 5-10~4 до 15-10~4 м2 на липкость плавленых сыров
при постоянстве остальных параметров показали, что
с увеличением площади пластин от 5 до 15-10—4 м2
липкость сначала уменьшается заметно, а затем незна¬
чительно.
261

PoW~\na
тивности плавленых сыров
уменьшению активности):
латунь, фторопласт, сталь
Рис. 65. Зависимость липкое
плавленых сыров:
а—«Янтаря»; б—«Дружбы»; е
«Нового» от толщины слоя прод:
га при различной длительности к(
тактирования:	1-3	с;	2	—	60;	3
180;	4 — 300;	5	—	420	с	(давлег
контакта 4900 Па, площадь пласт
0,001 м2, материал — нержавеющ
сталь).
С уменьшением толщ
ны слоя образца плавл
ного сыра липкость уЕ
личивалась, но до опр
деленного предела (рг
6,5). Такая аномали
вероятно, связана
термомехапическими пр
цессами, т. е. повышение
температуры на выступ;
шероховатости, либо
возможной систематич
ской ошибкой.
Исследования позв
лили установить следу!
щий ряд адгезионной а
к различным материалам (i
чугун, нержавеющая ста/
Ст. 3.
ФРИКЦИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МЯСНЫХ
И МОЛОЧНЫХ ПРОДУКТОВ
Коэффициент внешнего трения является важной х
рактеристикой при расчетах различных устройств, м
шин и аппаратов. Этот коэффициент представляет соб<
комплексную величину и лишь частично отражает вну
реннюю сущность продукта, поскольку сам являет
вторичной характеристикой, определяющей поведен
продукта на границе с твердым материалом.
При измерении величины коэффициента внешне
трения, так же как и при измерении адгезионных хара
теристик, важную роль играют скорость приложеш
силы (см. рис. 23) и другие геометрические, кинемат
ческие и динамические факторы.

Для сыпучих продуктов (сухие смеси для детского
питания, сухие животные корма и пр.) наряду с коэф¬
фициентом внешнего трения существенное значение
имеет угол естественного откоса или коэффициент
внутреннего трения. Эту характеристику продуктов учи¬
тывают при расчете дозаторов, транспортеров и т. д.
Внешнее трение мясопродуктов исследовали на три-
бометре с тележкой (см. рис. 22, а), которая приводи¬
лась в движение от электродвигателя [164]. Образец
продукта высотой 0,005 м закладывали в рамку пло¬
щадью 0,0010 м2, которую устанавливали на исследуемую
поверхность, в течение 60 с создавали предварительный
контакт, затем включали осциллограф и электродвига¬
тель. Тележка имеет четыре скорости смещения: 0,00547;
0,0171; 0,0342; 0,0513 м/с. Типичная осциллограмма
записи процесса представлена на рис. 23.
В первый период при смещении рамки усилие резко
возрастает практически по прямой, угол наклона кото¬
рой представляет собой скорость приложения силы тре¬
ния по аналогии с зависимостью (1—45). Приложенное
усилие достигает максимума и расходуется на разру¬
шение связей, образовавшихся в период предваритель¬
ного контактирования, и преодоление непосредственно
самого трения покоя.
Переход из состояния покоя в равномерное прямо¬
линейное движение сопровождается пластическими де¬
формациями продукта и характеризуется статиче¬
ским коэффициентом трения. При дальнейшем движении
тележки необходимое для перемещения усилие умень¬
шается до 2,5 раза, оставаясь практически неизменным
на всем остальном пути. В какой-то момент рамка оста¬
навливается, между продуктом и поверхностью обра¬
зуются адгезионные связи. Движение тележки вызывает
увеличение усилия, рамка скачком перемещается в сле¬
дующее «оседлое» положение. Длительность цикла скач¬
ков составляет от 0,2 с при малых скоростях движения
до 0,03 с и меньше — при наибольших. Адгезионное
взаимодействие за время «оседлого» состояния неболь¬
шое из-за малой продолжительности контакта [164].
На рис. 66 приведены примеры расчета статических
и динамических значений истинного коэффициента
внешнего трения, которые определяют по уравнению
(I—15). Отрезок, отсекаемый в отрицательной области
263

р0-Ю~?Па В
Щ-Ю^Па
Рис. 66. Зависимость статических и динамических удельных усил!
треиия и истинных коэффициентов трения от давления контак'
для говядины поперек волокон (а), говяжьего шрота (б) при ра
личных скоростях смещения по нержавеющей стали (/
0,00547 м/с; 2—0,0171; 3—0,0342; 4—0,0513 м/с) и (в) фарша до
торской колбасы при скольжении по различным материалам (/
нержавеющая сталь- 2 — сталь Ст. 3;	3—чугун) со скорость
0,0171 м/с.
значений давлений контакта рк линией, проходящей ч<
рез экспериментальные точки, дает величины липкост]
В динамическом режиме истинные коэффициенты трени
зависят от скорости смещения, материала пластин, н
не от давления контакта; при этом липкость остаетс
практически постоянной, что обусловлено весьма мало
264

(доли секунд) продолжительностью контакта продукта
с поверхностью. Для начала движения процесс услож¬
няется. При различных давлениях контакта липкость
должна бы быть также различной, но часто через экс¬
периментальные точки ртр(Рк) в пределах ошибки экс¬
перимента можно провести одну линию, т. е. для раз¬
личных давлений контакта липкость остается посто¬
янной.
Таблица 51
Материал
пластины
Располо¬
Ско¬
рость
смеще¬
ния,
да-10®,
м/с
Эффективный коэффициент
трения* при давлении кон¬
такта, Па
Продукт
жение
волокна
980
1960
2940
4900
980 по
следу
По сухой поверхности
11ержавею:цая
Г овядина
Поперек
5,47
0,85
0,46
0,33
0,23
0,76
сталь
0,43
0,30
0,23
0,17
0,35
17,1
1,45
0,81
0,60
0,43
1,35
1,23
0,72
0,54
0,38
1,18
34,2
1,30
0,79
0,47
0,34
1,28
0,80
0,52
0,40
0,29
0,70
51,3
1,97
0,94
0,56
0,42
1,63
0,50
0,34
0,27
0,19
0,40
Нержавеющая
Шпик
»
17,1
1,45
0,83
0,60
0,41
—
сталь
1,62
0,90
0,66
0,51
.—.
Чугун
»
»
17,1
1,33
0,75
0,55
0,38
—
1,49
0,82
0,61
0,46
—
Сталь Ст. 3
»
»
17,1
1,20
0,68
0,50
0,35
—
1,44
0,80
0,59
0,45
—.
Фторопласт-4
»
»
17,1
1,16
0,62
0,48
0,34
1,40
0,78
0,57
0.43
—.
Нержавеющая -
»
По следу
17,1
1,24
0,73
0,54
0,37
—
сталь
0,94
0,50
0,34
0,235
—
Сталь Ст. 3
»
»
17,1
1,29
0,69
0,51
0,45
—.
0,92
0,48
0,32
0,23
—
Фторопласт-4
»
»
17,1
1,18
0,70
0,55
0,39
—
0,90
0,47
0,32
0,22
—■
По смоченной
поверхности
Нержавеющая
Говядина
Поперек
17,1
1,25
0,78
0,57
0,42
—
сталь
0,97
0,57
0,42
0,33
.
* Для каждой скорости смещения или материала верхняя строчка — стати¬
ческое значение эффективного коэффициента треция в момент начала сдвига,
нижняя — динамическое значение для установившегося прямолинейного дви¬
жения.
265

Если использовать величины липкости, найденньп
специальных опытах, то статический истинный коэф<
циент трения с увеличением давления контакта сначг
резко уменьшается, затем остается постоянным, с
создает определенные неудобства при расчете ист;
ного коэффициента трения и делает полученные резу
таты малодостоверными. По нашему мнению, 6oj
целесообразно пользоваться эффективными коэффици
тами внешнего трения [см. уравнение (I—156)].
Процесс внешнего трения мясопродуктов соогв
ствует схеме Б. В. Дерягина [63]. Однако использова!
двучленного закона трения связано с существеннь
трудностями. Они обусловлены тем, что необходг
знать «сдвиговую липкость», т. е. липкость, найденн
Таблица £
Материал
Скорость
смещения,
ш-10s,
м/с
Эффективный коэффициент треиия*
давлении контакта, Па
пр
98
980
1960
392
По сухой поверхности
Нержавеющая
сталь
Сталь Ст. 3
Латунь
Чугун
Фторопласт-4
Полиэтилен
Дюралюминий
17,1
14,10
1,59
0,85
5,65
0,75
0,49
17,1
13,25
1,48
0,80
5,00
0,72
0,43
17,1
14,20
1,54
0,83
5,30
0,73
0,45
17,1
12,90
1,46
0,77
5,44
0,73
0,47
17,1
11,75
1,25
0,68
5,44
0,75
0,49
17,1
13,70
1,52
0,81
8,70
0,95
0,52
17,1
14,40
1,56
0,84
7,90
0,91
0,53
По смоченной поверхности
Нержавеющая сталь
Сталь Ст. 3
Латунь
* См. сноску к табл. 51.
0,4
0,2
0,4
0,2
0,4
0,3
0,4
0,3
0,3
0,3
0,4
0,3
0,4
0,2
17,1
9,70
0,98
0,53
0,3
4,20
0,62
0,40
0,2
17,1
8,70
0,87
0,46
0,2
4,50
0,65
0,40
0,2
17,1
11,70
1,14
0,65
—
5,10
0,75
0,46
0,2
266

Рис. 67. Зависимость статических и динамических удельных усилий
треиия (а) н эффективных коэффициентов внешнего трения (б) от
давления контакта для говядины (I) и свинины (//) по различным
материалам:
/ — дюралюминий; 2 — нержавеющая сталь; 3 — сталь Ст. 3;	5	—латунь;
6 — фторопласт.
из опытов по трению. Кроме того, «нормальная лип¬
кость» и «сдвиговая липкость» не всегда совпадают, что
неудобно для практических целей.
Рассмотрим изменение величин коэффициентов тре¬
ния (табл. 51, 52) для различных мясопродуктов под
воздействием различных факторов.
При увеличении давления контакта удельная сила
трения возрастает (рис. 67), как правило, линейно до
Рк^гЗООО Па, отклоняясь затем вверх или вниз в зави¬
симости от вида трения (статическое или динамическое)
и трущейся пары. При этом эффективный коэффициент
трения уменьшается, а статические и динамические его
значения сближаются (см. рис. 67, табл. 51, 52). С ошиб¬
кой до ±5% кривые, характеризующие уменьшение
коэффициента, аппроксимируются степенными зависи¬
мостями, величина показателя степени обычно нахо¬
267

дится в пределах 0,8—0,5. Статическим коэффициен'
имеет больший показатель степени, что также указы¬
вает на сближение числовых значений коэффициенте»!
при высоких давлениях контакта. Аналогичная картинг
наблюдается при движении продукта по поверхности
смоченной водой. Для всех исследованных продуктов v
пар трения эффективные коэффициенты трения имекп
один порядок. Даже весьма высокие значения коэф¬
фициентов для фарша докторской колбасы (табл. 52) —
Таблица 53
Температура,
°С
Скорость
смещения.
wn-1 О3, м/с
Эффективный коэффициент треиия*
нии контакта, Па
при давле-
2350
4430
7950
11 490
20
11
0,394
0,365
0,336
0,288
0,269
0,253
0,234
0,226
80
11
0,272
0,262
0,239
0.184
0,174
0,166
0,167
0,166
20
20
0,530
0,430
0,433
0,410
0,327
0,316
0,307
0,296
80
20
0,349
0,318
0,310
0,276
-
0,238
0,220
0,211
0,200
20
29
0,561
0,556
0,522
0,483
0,383
0,370
0,360
0,340
80
29
0,349
0,350
0,306
0,300
0,268
0,240
0,224
0,223
20
34
0,575
0,564
0,540
0,500
0,389
0,379
0,361
0,354
80
34
0,403
0,365
0,336
0,330
0,280
0,255
0,232
0,220
*. См. сноску к табл. 51 .
около 11 —15 при малых давлениях контакта (100 Па) —
хорошо укладываются в названную степенную зависи¬
мость. Измельченное на волчке мясо со средним раз¬
мером частиц (около 3 мм) не составляет исключения
268

Материал поверхности влияет на удельную силу
трения и эффективный коэффициент трения (см. рис. 67).
Однако расположить материалы в определенной после¬
довательности по сопутствующей им удельной силе
трения, как это сделано при исследовании липкости,
не удалось. При движении продукта по смоченной по¬
верхности и по следу того же самого продукта различия
в удельных силах трения для различных материалов
пластин несущественны. Наименьшие отличия, особенно
динамического коэффициента, наблюдаются для тонко-
измельченных видов фарша, например для фарша док¬
торской колбасы; при движении по сухой поверхности
трение может происходить по пленке фарша, при дви¬
жении по смоченной — по пленке воды, каждая из кото¬
рых играет роль смазки.
Анизотропия мышечных тканей сказывается на
удельных усилиях трения и эффективном коэффициенте
трения, которые при скольжении по поверхности поперек
волокон всегда больше, чем при скольжении вдоль,
различие составляет до 20%.
Оригинальный вид имеют зависимости эффективного
коэффициента трения от скорости смещения, которые
обычно имеют максимум при скорости около 0,017 м/с
(рис. 68). Эта критическая скорость определяется усло¬
виями контакта и зависит от давления контакта. Для
объяснения максимума на кривых трения целесообразно
использовать термомеханическую гипотезу [168], которая
применима для мясопродуктов в следующей интерпре¬
тации. При малых скоростях реализуется внешнее тре¬
ние, при критической скорости появляется ориентиро¬
ванный граничный слой и начинается выделение жидко¬
сти из продукта. При дальнейшем увеличении скорости
вследствие повышения температуры на границе раздела
фаз вязкость слоя и трение уменьшаются. А. С. Ахма¬
тов [6] для скоростных изменений коэффициента трения
приводит графики, которые подобны аналогичным для
мясопродуктов.
Таким образом, полученные данные обобщены на
рис. 66—68 и в сводных таблицах 51 и 52.
Е. П. Малыгина [104] исследовала эффективный коэф¬
фициент внешнего трения 60%-ного мыла (влажность
13,3%) по чугуну. Она установила, что статический ко¬
эффициент выше динамического, при увеличении дав-
269

Рис. 68. Зависимость статических н динамических удельных усилий
(а) и эффективных коэффициентов (б) трения от скорости сколь¬
жения говядины по нержавеющей стали (/) и полиэтилену (//)
при различных давлениях контакта:
У —980 Па; 2— 1960; 3 — 2940; 4 — 4900 Па.
ления контакта значения коэффициентов уменьшаются,
а при увеличении скорости смещения увеличиваются
(табл. 53). Результаты экспериментов показывают, что
коэффициенты трения мыла по величине близки к коэф¬
фициентам трения мясопродуктов и изменяются анало¬
гично. Разница лишь в том, что на скоростных зависи¬
270

мостях коэффициентов нет экстремума. С увеличением
влажности мыла до 28,8% значения коэффициентов воз¬
растают почти вдвое.
Эффективные коэффициенты внешнего и внутреннего
трения и углы естественного откоса сухих животных
кормов (178] приведены в табл. 54. Исследования вы¬
полнены на оригинальном приборе, который позволяет
измерять характеристики, в частности давление кон¬
такта, в широком диапазоне. Основные эксперименты
были выполнены при давлении контакта 600-105 Па и
скорости смещения продукта по стали 0,07 м/с. Коэф¬
фициенты трения сухих кормов меняются так же, как
коэффициенты трения мыла.
Для определения коэффициента внутреннего трения
сыпучих продуктов предложено использовать кониче¬
ский пластомер [8]. Для такого типа измерений разра¬
ботана теория и выполнены некоторые измерения. Ко¬
эффициент внутреннего трения костной муки с размером
Таблица 54
Продукт
Влажность, %
Насыпная масса,
кг/м*
Гранулометриче¬
ский состав, мм
Угол естествен¬
ного откоса, град
Коэффициенты треиия при
температуре, °С
внешнего*
внутреннего
20
80
20
70
Мясо-костная
мука
I сорта
6,7
670
1,28
46
0,10
0,07
0,53
0,27
0,06
0,03
—
—
II сорта
6,2
718
1,53
44
0,12
0,08
0,47
0,33
0,07
0,03
—
—
III сорта
6,6
610
1,57
36
0,10
0,07
0,46
0,32
0,06
0,03
—
—
Мука
мясная
7,5
622
1,77
51
0,08
0,07
0,44
0,20
0,04
0,02
—
—.
костная
5,6
883
1,01
45
0,36
0,28
0,53
0,49
0,25
0,15
—
—
кератиновая
7,9
730
0,76
40
0,17
0,15
0,59
0,41
0,09
0,03
—
—
Альбумин
9,9
433
0,54
28
0,21
0,11
0,47
0,43
0,13
0,04
—
—
* См. сноску к табл. 51.
271

частиц (0,25-f-l,0) 10~3 м и влажностью 5% оказался
равным 0,70, а угол естественного откоса 36°30', причем
эн практически равен углу внутреннего трения: tg 35'° —
=0,7. Эти данные существенно отличаются от резуль-
гатов исследований, приведенных в табл. 54. По-види¬
мому, для подобных измерений применение конического
гластомера нуждается в дальнейшей проверке.
Угол естественного откоса (в радианах) и скорость
эысыпания сухих молочных смесей для детского пита-
гия [82] приведены в табл. 55.
Таблица 55
! Продукт
Угол естест¬
венного отко¬
са, радиан
Скорость вы¬
сыпания, м/с
Малютка»
0,78
0,204
Чалыш» с мукой
0,74
0,214
нпит
обезжиренный
1,10
0,095
белковый
0,79
0,201
жировой
1,20
—
противоанемичный
0,81
0,130
Примечания:	1. Угол естественного откоса определяли путем замера
viaf, который образует наклонная поверхность порошка прн высыпании его из вы-
>дного отверстия воронки иа горизонтальную поверхность прибора.
2. Сыпучесть сухих продуктов детского питания оценивали по скорости высы*
1иия из отверстия'стеклянной воронки.
3. Продолжительность высыпания порошка определяли секундомером, а ска-
>сть рассчитывали по уравнению расхода (11—63).
Описанные исследования по липкости и внешнему
рению не являются исчерпывающими. Выше было пока-
ано, что эти характеристики зависят от условий изме-
ения, в число которых входит около 8—9 факторов, и
х комбинации. Кроме того, липкость и внешнее трение
ависят от технологических параметров:	влажности,
эанулометрического состава, температуры и пр. Можно
ризнать, что выполненные работы являются только
ачальной стадией исследований, которые необходимо
родолжать в теоретическом и экспериментальном ас-
ектах.

ГЛАВА VI
РЕОЛОГИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ И РАСЧЕТЫ
НЕКОТОРЫХ РАБОЧИХ ОРГАНОВ МАШИН
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Перемещение вязких и пластично-вязких пищевых
масс в различных каналах и рабочих органах машин
приобретает все большее значение в связи с механиза¬
цией и автоматизацией {108], а также созданием новых,
высокопроизводительных машин, например высокочас¬
тотных для термообработки продукта в потоке при дви¬
жении его по трубопроводу. Технологический процесс
на предприятиях пищевой промышленности характери¬
зуется операциями различной продолжительности.
Увязку этих операций осуществляют транспортными
средствами, которые должны способствовать сглажива¬
нию различных ритмов отдельных операций. Требова¬
ниями практики обусловлено большое количество тео¬
ретических и эмпирических уравнений для расчета про¬
цессов движения в различных каналах. Многообразие
мясных и молочных продуктов, которые транспортиру¬
ются по трубопроводам и обрабатываются в различных
машинах, показаны в табл. 56.
В настоящее время теория «жидкообразного» потока
имеет практически законченную форму. Для расчетов
течения «твердообразного» потока наряду с уравнением
Букингама получены различные другие уравнения, осно¬
ванные на моделях Максвелла, Кессона и пр. [159].
Теоретические разработки по движению пластично-вяз¬
ких систем в рабочих органах машин менее универсаль¬
ны, чем по движению ньютоновских жидкостей. Поэтому
основное внимание уделено рассмотрению методов рас¬
чета каналов для перемещения пластично-вязких про¬
дуктов и устройств, служащих для этого, т. е. побуди¬
телей движения. Для расчета течения неньютоновской
жидкости можно пользоваться таблицами и номограм¬
мами, полученными в результате опыта эксплуатации
существующих устройств, эмпирическими формулами,
273

Напорные трубопроводы Способ подачи
й л ^
8.1 -
§Ё«
О § Я
ft
О) *
с я
S ft
О) >ч
ь н
я т _ Ч Н s
aoSfflQ^ii
sn§s^sl
Sis^o’gs
ft f? о S с( t< „
щ я X О О (и
с * Ь&я ю>°
«3 .
й §’?а5
J « 3 я
\о ft в Й
Я = « £
£“ Ш ft Ж
£ “О Я
Де а> g
Яз2
«2
sS 3
2 §.*5
* то S.
jPs£
|1§
0
*н а
Й1
«У о
to н
хо О
о &
О О О Ю О О 00 00	С4)	rf О Ю О 00 00
-A	„^„NWOO	О О О О О О
I I I I I I I I II I I I I I I I I I I
t">	NSOOOtTtT	00 СО СО СО СО СО	04 со 04 04 со со
О	оО-^—'-'ОО	О О о о о о	оооооо
о о
о -.ю^оооо
со	—. о> Ц- о> Ol о> ^
I I I О I I I I
LO OOcs^WiOtJ-
—•	ю I	—<
OOlOlOlOlO
О ^ 04 04 04 04
I I I I I I
О О ic Ю Ю ю
tj. 04	—	—' —•
ЮЛОООЛ
—. -A Oi CO 1—1 c>
I I I I I I
oocoo^-'to
04	Tt-
о о
2 ®OOooO
®	^ О О Q Q Q О
—	”'"CO„„„cO
О OOOOOOO
ч ччччччч
о о о
— О О о о о
| —• СО ' «л ю
ОООООО
'■’цдаЧМ:
оооооо
чччччч
ЮЧ50000Ю
S N СО со «Ю N
I I I I I I I
О О о Ю О Ю о
тр тГ СО 04 СО С4 Ю
77777°
1 I I II ю
О Ю О О О —>
Ю Ь- о о ю
о о о
04 о о о ю ю
— со — ь-t--
I I I I I I
оооооо
СО Ю СО Ю тГ тг
и о
О t-
о &■
«и ^
т н
о л
со 3
_ со
ь
а"
ft к
н|
S.2
Ф о>
с в
S «
е!
5 я
$ 1
о> и
•я S
. К о
О я ft
'S К с
Л ft О
3 ф о
ря>,
Е ft
в и *
gg-sa
& о» я а
то 2 ft а
то о о >
Ч с 0
я в я J
3»»'
X S 5 с
о а я с.
я £ я з
ft к ft _
oSSf
£ *=IJS S
я 5°
* n
b *	03	-
о Л ч 2
S g с ч
£ О о о
5 ft то я
Я * ft 2
РЧ
к ft
* 2
ТО Н
Я *75 ^
о г? о
*5 V ft
о ¥ С
5! ?S
й П а>
щ02
(J ft ш
- с о
QJ Щ
й 2
О ft
-sa
с о a
§ § а
8§1
я о о
ftS 2
Si Si о _ a
£ л >, я a
г х a ft ft
^7 go
i 2 s 5 s
isl®
SS* .
mog *5
Ш c ® я s
1|ё£ч
5 a £•& э
я S 2
M ft eg
_ £ a
Я ? £
а> 5 о
2 * *
£ 11 Я a
я a о, 3
ssgv®
ft о'Э’З®
a s я a
^ a «з о x
л = о я а
н p жо ф
иоУ^Я
о я 05 о ж
Ж ч s ж ч
с
а,
3
>- г
С§8
о‘5
0н й
S Я1 Г
« ^
• a 0
к «и ь
й а.
S >9 ;
я 2 i
ф с с
с о ‘
5 S «
4SC
274

найденными в результате специальных экспериментов,
уравнениями, выведенными на основе различных гипо¬
тетических и теоретических предпосылок о закономер¬
ностях движения, и методами, основанными на уста¬
новлении связей между дифференциальными и инте¬
гральными характеристиками потока.
Макроскопическая феноменологическая теория дви¬
жения материальных сред основывается на общих зако¬
номерностях и гипотезах, полученных из экспериментов.
Макроскопические теории являются эффективным сред¬
ством решения практически важных задач, а получен¬
ные с их помощью данные согласуются с опытными [157].
При выводе уравнений этими методами основываются на
гипотезах сплошности и неразрывности, в соответствии
с которыми реальный продукт представляется в каче¬
стве сплошной неразрывной системы с непрерывным
распределением различных полей: скоростей и дефор¬
маций, давлений и основных физических свойств. Эта
идеализация позволяет в теоретических исследованиях
использовать аппарат математического анализа, приме¬
нимого к непрерывным функциям [157].
При выполнении реологических исследований необ¬
ходимы экспериментальные стенды, которые позволят
определить и варьировать в установленных пределах
следующие величины.
1. Геометрические факторы: площадь и линейные
размеры (длина I и диаметр d трубы, насадки, лопасти
и пр.), относительная шероховатость и материал обте¬
каемого тела. Размеры установок при изучении течения
пластично-вязких продуктов должны приближаться к
производственным; использование подобных, но мень¬
шего размера моделей может оказаться недопустимым,
так как распределение скоростей по живому сечению
потока и степень разрушения структуры будут подобны
при небольших изменениях характерного линейного раз¬
мера. Геометрические факторы определяют обычными
линейными измерениями.
2. Кинематические факторы: средняя скорость (w,
м/с) движения потока в канале или скорость движения
лопасти в продукте, распределение скоростей и дефор¬
маций по сечению продукта, объемный (Vc, м3/с), весо¬
вой (Gc, Н/с) или, массовый (Мс, кг/с) секундные рас¬
ходы. Скорость или расход определяют расходомерами

или объемно-весовым методом [75, 87] по уравнени;
расхода:
:td2
Vc = wF — w ;
4
(VI-
Gc — pgVc; 44c = pVc,
где F — площадь живого сечения канала, м2;
d — внутренний диаметр круглой трубы, м;
р — плотность продукта, кг/м3;
g — ускорение силы тяжести (g=9.8 м/с).
3. Динамические факторы: давление р (в Па) в н;
чале канала (потери давления вдоль канала) или удел:
ное усилие сопротивления. Они являются, как правил!
зависимыми переменными, и их определяют из опьи
с помощью специальных датчиков. Для истинно вязко
жидкости потери давления пропорциональны расход
(скорости) в первой степени (ламинарный режим) и
степени 1,75 или 2,0 (турбулентный режим). При течени
коагуляционно-тиксотропной структуры потери давленг
могут быть представлены пропорциональными скорост
в степени п, т. е. индексу течения, который для многг
пищевых продуктов находится в пределах 0,1—0,3 (ci
табл. 12, 13) и реже (для сред Кессона) достигает 0,
Поэтому, если скорость или расход представить в ви;
функции от давления, как это делают в гидравлик
возможны существенные ошибки при вычислении ра
хода. К динамическим факторам относятся также ре!
логические свойства, определяемые специальными пр>
борами. Плотность, которая является существеннс
характеристикой в гидравлике, при течении мноп
мясных и молочных продуктов можно не учитывать
качестве самостоятельного показателя, если она измен
ется в пределах ±5% от среднего значения 1000 кгД
4. Энергетические факторы: расход энергии или ра
виваемая мощность—по своей сущности аналогичн
динамическим и определяются обычно самопишущш
приборами по площади на диаграммной ленте.
ПРИБОРЫ, СТЕНДЫ И МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
РАБОЧИХ ОРГАНОВ МАШИН
В реологических исследованиях одной из наибол
важных величин является давление. Его измерение'
жидких средах не представляет трудности, так к
276

имеется множество серийно выпускаемых приборов £87].
Для измерения давления в пластично-вязких средах
серийные приборы практически промышленность не вы¬
пускает, поэтому выбор той или иной конструкции дат¬
чика для каждого случая решается самостоятельно
[45, 46].
Датчики широко используют на практике для изме¬
рения давления пластично-вязких продуктов: в вискози¬
метрах, в цилиндрах при объемном сжатии, в трубо¬
проводах при течении по ним фарша и т. д. При авто¬
матизации технологических процессов необходимы при¬
боры для измерения давления пластично-вязких про¬
дуктов (мясного фарша, творожной массы, животных
жиров и пр.). Основные требования, предъявляемые
к ним, — легкость очистки, свободный доступ к чувстви¬
тельному элементу, точность и воспроизводимость по¬
казаний, надежность в работе. Для лабораторных и про¬
мышленных исследований применяют специально разра¬
ботанные приборы [33, 45, 77], которые в соответствии
с существующей классификацией делят на жидкостные
(гравитационные), механические и электрические. В со¬
временной технике наиболее распространены чрезвы¬
чайно разнообразные по конструкции механические и
электрические датчики. Электрические приборы мало¬
габаритны, позволяют измерять различные по величине
давления и вакуум с автоматической записью изме¬
ряемой величины на электронных приборах.
На рис. 69 показаны некоторые схемы датчиков
давления.
Механические приборы с буферной жидкостью
и пружиной дают устойчивые показания в области
от 0,2 -105 до 50-105, тензометрический датчик — от
0,2-105 до 500-105 и потенциометрический — от 0,1 -105
до 20-105 Па. Первый датчик (рис. 69, а) более удобен
в статических режимах работы, так как при пульсации
давления трудно визуально следить за показаниями
стрелки; второй (рис. 69, б) хорошо зарекомендовал
себя при измерении переменных давлений, поскольку
инерционность поршня и трение в уплотнениях сглажи¬
вают пульсацию давления. Датчики электрические
(рис. 69, в я г) используют в любых режимах работы;
особую ценность представляет автоматическая запись
показаний. Например, при испытании насосов удалось
277

Рис. 69. Датчики давления пластично-вязких продуктов:
а — манометр с трубкой Бурдона и буферной жидкостью:	1	— манометр;
мембрана; 7 —заглушка; б — прибор с пружиной и индикатором:	1 — устано
5 — корпус аппарата; б—поршень с кожаными уплотнениями и хвостовиком;
давления: / — мембрана; 2 — корпус; 3 — шток; 4 — поперечина-поводок;
9 — крышка; 10 — разъемник для вывода электрического сигнала; // —щетка;
жнмиая гайка; 2 — корпус; 3 — втулка с компенсационным тензодатчнком;
тензодатчиком.
проследить пульсации давления, скорость распростра¬
нения волны сжатия.
Устройство с буферной жидкостью (см. рис. 69, а)
имеет манометр с трубкой Бурдона. Его штуцер рас¬
сверлен до диаметра 10 мм и внутренняя полость залита
глицерином. При установке манометра резиновая мем¬
брана деформируется, а манометр показывает избы¬
точное давление до 0,5-105 Па, которое вычитают из
дальнейших показаний, пользуясь тарировочными кри¬
выми.
278

2 — корпус; 3 — глицерин; 4 — бобышка; 5 — корпус аппарата; 6 — резиновая
вОчная гайка и контргайка; 2 — корпус; 3 — сменная пружина; 4 — бобышка;
7 — индикатор или датчик перемещений; в — потенциометрический датчик
5 — рычаг; 6 — ось; 7 — пластинчатая пружина; 8 — потенциометр (реохорд);
12 — прокладка; 13 — щеткодержатель; 14 — пружина; г — месдоза; 1 — при-
4“ бобышка; 5 — корпус аппарата; 6 — стальная сменная мембрана с рабочим
В устройствах второго типа (рис. 69, б) силовым
элементом служит пружина, а регистрирующим — инди¬
катор часового типа. Поршень под действием давления
продукта сжимает сменную пружину, а его хвостовик
перемещает головку индикатора часового типа, кото¬
рый с помощью конической разрезной втулки и гайки
устанавливается неподвижно. Датчик тарируют на
прессе для тарировки манометров; в него можно встав¬
лять пружины различной жесткости, что позволяет
измерять давление в широком диапазоне. Для непре¬
279

рывной записи давлений вместо индикатора можнс
использовать, например, индукционный датчик переме¬
щений.
В устройстве третьего типа (см. рис. 69,в) чувстви¬
тельным элементом служит гофрированная мембрана,
соединенная с корпусом методом диффузионной сварки.
Шток, закрепленный в центре мембраны, передает ее
деформацию на щетку, которая скользит по реохорду.
Изменение сопротивления можно измерять осциллогра¬
фом (без усилителя) или потенциометром. У этого дат¬
чика входной зоны к мембране, в противоположность
предыдущим устройствам, нет. В лаборатории реологии
МТИММПа используют также различные модификации
этого датчика. В одной из конструкций, например, дат¬
чик скомпонован так, что он вставляется в специальное
гнездо и прижимается сверху накидной гайкой подобно
устройству, показанному на рис. 69, г. Эти датчики
используют для измерения давления или перепада дав¬
лений на участке трубы или в рабочих органах. Не¬
прерывная запись показаний на открытой для визуаль¬
ного наблюдения ленте значительно облегчает проведе¬
ние экспериментов и их дальнейшую обработку.
В устройстве четвертого типа (см. рис. 69,г) сило¬
вым элементом является упругая стальная мембрана,
регистрирующим — тензодатчик электрического сопро¬
тивления. Прогиб мембраны под действием давления
продукта вызывает удлинение датчика и, следова¬
тельно, изменение его электрического сопротивления и
силы тока в цепи, что записывается на фотоленте шлей¬
фового осциллографа. Прибор состоит из корпуса с
наружной резьбой для крепления на аппарате, сменной
мембраны, прижимной втулки, компенсационного тензо¬
метра и гайки. Прибор тарируют на прессе. В зависи¬
мости от интервала измеряемого давления меняют тол¬
щину мембраны (б, м), которую определяют из урав¬
нения
где р — максимальное давление продукта, Па;
а — допустимое напряжение, Па (около 1000-105 Па);
R — радиус незащемленной части мембраны, м.
Датчик первого типа прост по конструкции и в экс¬
плуатации, но требует частых смен резиновой мембраны.
280

Остальные датчики работают без разборки более про¬
должительное время, однако точность и воспроизводи¬
мость их показаний удовлетворительна в том случае,
если пружина или мембрана работают в области на¬
пряжений до предела пропорциональности.
Датчики первого и второго типов не требуют допол¬
нительной аппаратуры и могут быть установлены на
любом аппарате, датчики третьего и четвертого типов
работают в комплекте с осциллографической установкой
при отсутствии вибраций в условиях нормальной влаж¬
ности.
Стенд для реологических исследований должен по¬
зволять легко измерять геометрические, кинематические,
динамические и энергетические факторы. Следователь¬
но, он должен иметь набор сменных рабочих органов
различного размера, побудитель движения с регулируе¬
мой подачей или регулируемым давлением. Скорость
перемещения или частота вращения рабочего органа
также должны легко изменяться. В качестве материала
для тарировки, наладки стендов и предварительных
испытаний целесообразно применять модельный про¬
дукт с заранее заданными реологическими свойствами.
Для измерения физических величин используют раз¬
личные электрические самопишущие приборы (ватт¬
метры, потенциометры, осциллографы и пр.). В каче¬
стве примера ниже дано описание ряда стендов, испы¬
танных во многих отраслях пищевой промышленности.
Стенд для испытания трубопроводов должен иметь
набор труб различного диаметра, причем для каждого
диаметра следует обеспечить возможность получения
различной длины, составляя отрезки труб по 1,5—2,5 м.
Для установки датчиков давления удобно использовать
короткие трубы (0,15—0,20 м) одинакового диаметра с
основной трубой. Материал труб при транспортировке
пластично-вязких продуктов, как правило, не влияет
на сопротивление течению, так как к стенке прилипает
тонкий слой мелкодисперсного вещества за счет высокой
адгезии: шероховатость и адгезионная активность ма¬
териала обезличиваются. Исследования на промышлен¬
ных установках проводятся так же, как и на экспери¬
ментальных.
Для определения эпюр деформаций использовали
открытые лотки при перемещении жидкообразной си-
281

Рис. У (л Экспериментальна
стенды для исследовани
а — заполнение дозаторов:	I	—	и
линдр с поршнем; 2—механик
ский привод; 3 ~ датчики давлени
4 — дозатор с регулируемой по в
соте крышкой; 5 — осциллографии
ская установка; б —истечение чер
отверстия и насадки:	1 — цилинд
2 — поршень с грузами; 3 —■ дно
подставкой; 4—месдозы; 5 — сме
ные насадки и отверстия; в — обт
кание лопасти: J—Г-образная ст
нина; г — упругая балка; 3 — дем
фирующая пружина; 4 — индикат*
перемещений; 5 — сменная лопает
5 — крышка и чаша куттера; 7
Продукт.
стемы. Для твердообразных систем применяли разрез¬
ную по оси трубу, которую вставляли в точно пригнан¬
ную целую трубу [34]. Трубу устанавливали на стенд,
заполняли продуктом, снимали, засыпали с торца уголь¬
ный порошок, прокачивали продукт, который затем за¬
мораживали в трубе и разрезали по оси, срезы фото¬
графировали. Хорошие результаты показал метод рент¬
геновского просвечивания [175]. Для этого полиэтилено¬
вую трубу заполняли продуктом, снимали, в торец
засыпали свинцовые опилки, устанавливали на стенд и
282

включали насос. Кинетику развития деформаций можно
наблюдать визуально и фотографировать с помощью
рентгеновской установки.
Стенд для исследования процесса объемного дозиро¬
вания (рис. 70, а), который конструктивно оформляется,
много проще весового и имеет высокую производитель¬
ность, должен допускать изменение геометрических
(форма сечения, размеры и объем), кинематических
(скорость заполнения дозатора) и динамических (рео¬
логические свойства, давление) факторов [176]. Уста¬
новка, на которой изучали процесс дозирования колбас¬
ного фарша, состояла из цилиндра диаметром 0,29 м,
поршня с механическим приводом и набора дозаторов
круглых, прямоугольных и квадратных сечений раз¬
мером от 0,020 до 0,125 м при высоте формы от 0,005
до 0,1 м. Для изменения скорости нагнетания продукта
меняли частоту вращения ротора электродвигателя. Для
изучения кинетики развития деформаций несколько форм
было выполнено разъемными по оси. В них нагнетали
продукт из цилиндра, где он был уложен слоями: нату¬
ральный и подкрашенный, причем оба слоя имели оди¬
наковые величины реологических свойств. Давление
измеряли тензометрическими датчиками до входа в до¬
затор, на боковой поверхности и в центре верхней
крышки дозатора.
Стенд для изучения процесса истечения (рис. 70, б)
через отверстия и насадки [51] должен иметь побудитель
движения, набор насадок и отверстий и датчики дав¬
ления. В качестве побудителя движения хорошо заре¬
комендовал себя цилиндр с поршнем, который приво¬
дится в движение от грузов, электро- или гидропривода
(см. рис. 70,6). Давление фарша на входе в трубку
определяли с помощью манометра на тензодатчиках,
установленного симметрично выходному отверстию на
боковой поверхности цилиндра. Анализ осциллограмм
показал в большинстве случаев постоянство давления
при истечении продукта. В тех случаях, когда давле¬
ние изменяется по мере истечения продукта из вытес¬
нителя, определяется среднее его значение по площади
осциллограммы. При диаметре цилиндра 0,05 и 0,10 м
насадки могут иметь размеры: диаметры от 0,003 до
0,014 м, относительная длина (отношение длины к диа¬
метру) от 0 до 75,
283

Наряду с цилиндрическими трубками малого дна
метра в промышленных аппаратах встречаются кониче
ские расходящиеся (угол конусности а>0) и сходя¬
щиеся (а<0) насадки, которые также должны входип
в комплект экспериментального стенда.
Стенд для исследования внешнего обтекания лопасти
(рис. 70, в) представляет собой прибор [201] с неподвиж¬
ной сменной лопастью и вращающейся вокруг верти¬
кальной оси тороидальной (половина тора) чашей с
исследуемым продуктом. При исследовании прибор
крепили на крышку куттера вместимостью 220 и 80 л,
когда ножи были сняты. Чаша куттера представляет
собой полутор, вращающийся вокруг вертикальной оси.
Различную скорость обтекания получали, перемещая
прибор по радиусу чаши. В отличие от других устройств,
где в основном использовали тензометрический метод
измерения усилий, применяли упругую балку равного
сопротивления и деформацию прогиба измеряли инди¬
катором часового типа. Прибор тарировали в верти¬
кальном положении с помощью грузов и блока.
Тарировку и наладку экспериментальных стендов в
ряде случаев целесообразно проводить на модельном
материале [34, 44]. Пищевые массы являются ценными
и дорогостоящими продуктами; их свойства сущест¬
венно меняются во времени; при интенсивном механи¬
ческом воздействии, например мятии в насосе, может
происходить необратимое изменение реологических
свойств. Следовательно, использование натурального
продукта для отладки и тарировки испытательных
стендов, отработки методики экспериментов и получе¬
ния первичных экспериментальных данных нецелесооб¬
разно. Учитывая это, можно рекомендовать доступный
материал с неизменными во времени величинами свойств
и такого строения, которое исключает необратимую его
деструкцию при механическом воздействии и микро¬
биологические изменения величин свойств во времени.
Кроме того, к материалу необходимо предъявить и ряд
других требований. Он должен иметь подобное изме¬
нение определяющих процесс параметров под воздей¬
ствием аналогичных факторов при числовом их соот¬
ветствии параметрам натурального продукта. Материал
и продукт должны иметь одинаковый или похожий тип
структуры и подобие эпюр скоростей и деформаций в

приборах при исследовании свойств, в рабочих органах
стендов при их тарировке и наладке. В последнем слу¬
чае основные критерии гидродинамического подобия
должны быть численно равны. Наконец, материал дол¬
жен хорошо воспроизводить в последовательных изме¬
рениях свои свойства, величину которых можно было
бы заранее задать путем изменения компонентов в
Смеси.
В качестве такого материала, отвечающего практи¬
чески всем перечисленным требованиям, можно приме¬
нять пасту бентонитовой глины. Наряду с изменением
ее влажности W (в кг воды на 1 кг смеси) в пасту
добавляли буковые опилки (концентрация с0 в долях
единицы по массе, т. е. кг опилок на 1 кг смеси), раз¬
мер которых от 0,5 до 1 мм.
Работами акад. П. А. Ребиндера и Н. Н. Серб-Серби-
Таблида 57
Обозначе¬
ние кривой
на рис. 71
W
X=W~ 0,58
С0
в-юот
в
т
е„
кг иа 1 кг продукта
в системе единиц СИ
01
0,624
0,044
0,00
193,37
3,53
0,870
697,0
02
0,644
0,064
0,00
109,40
2,00
0,870
390,8
03
0,646
0,066
0,00
103,25
1,88
0,870
368,0
04
0,678
0,098
0,00
40,82
0,75
0,870
146,0
05
0,703
0,123
0,00
19,77
0,36
0,870
70,6
Об
0,710
0,130
0,00
16,14
0,29
0,870
57,5
07
0,755
0,175
0,00
4,38
0,08
0,870
15,6
21
0,645
0,065
0,02
100,88
2,34
0,837
334,0
22
0,678
0,098
0,02
37,75
0,86
0,820
119,2
23
0 680
0,100
0,02
35,51
0,82
0,819
112,5
41
0,648
0,068
0,04
87,37
2,19
0,801
266,0
42
0,651
0,071
0,04
79,70
2,02
0,798
240,0
43
0,677
0,097
0,04
35,98
1,03
0,772
102,0
44
0,681
0,101
0,04
31,84
0,93
0,767
89,2
61
0,652
0,072
0,06
73,00
2,20
0,760
212,0
62
0,657
0,077
0,06
62,37
1,95
0,753
169,0
63
0,660
0,080
0,06
56,88
1,80
0,748
152,0
64
0,676
0,096
0,06
34,36
1,22
0,724
89,0
65
0,678
0,098
0,06
32,27
1,17
0,721
81,0
80
0,620
0,040
0,08
193,00
5,10
0,789
569,0
81
0,638
0,058
0,08
108,14
3,40
0,752
294,0
82
0,674
0,094
0,08
34,06
1,49
0,679
78,5
83
0,676
0,096
0,08
31,82
1,42
0,675
72,0
285

to0
6
/о0
в
Рис. 71. Зависимость эффективной вязкости от скорости сдвига для
опилок; первая цифра на кривых обозначает содержание опилок
ной, Б. С. Филатова, С. Ю. Жуховицкого и др. уста¬
новлена принадлежность глиняной пасты к тиксо-
тропным коагуляционным структурам и найдены вели¬
чины ее основных сдвиговых свойств. Однако для учета
специфики изменения числовых значений свойств в связи
с добавлением в пасту опилок, которые, набухая вс
времени, способствуют менее резкому уменьшению вели¬
чин свойств при увеличении влажности, были прове¬
дены обширные реологические исследования [44]. Зна¬
чения величин свойств пасты стабилизируются на третьи
сутки после изготовления и в дальнейшем не меняются
286

Н.	Н. Серб-Сербина установила время стабилизации
значений свойств для пасты без опилок около суток.
Вискозиметрические исследования были выполнены
на ротационном вискозиметре РВ-8. На рис. 71 пред¬
ставлены зависимости эффективной вязкости от скорости
сдвига. Меняя влажность и содержание опилок, можно
получить систему с различными значениями реологиче¬
ских свойств. Кривизна реограмм, т. е. темп нараста¬
ния градиента скорости при увеличении напряжения
сдвига, при постоянной влажности определяется содер¬
жанием опилок; с увеличением его кривые становятся
287

более пологими. Повышение влажности (табл. 57) bi
зывает существенное уменьшение реологических хара;
теристик в основном за счет утолщения прослоек ди
персионной среды. Предельное напряжение сдвига oi
ратно пропорционально с0; коэффициент В в форму,;
(II—44) незначительно зависит от со. Характер изм
нения этих величин при увеличении влажности подобе
Темп разрушения структуры для пасты без опилок i
зависит от влажности, что также было показано дх
фарша; наклон линий на графике 1д -Цэф In w постоянс
(см. рис. 71). Наличие опилок вызывает уменыпеш
темпа разрушения структуры при увеличении влая
ности, т. е. на графике линии перестают быть пара,
лельными, что обусловлено набуханием опилок.
Графо-аналитическая обработка экспериментальнь
данных, полученных в результате реологических иссл
дований глиняной пасты, позволила установить обобще
ные зависимости для расчета предельного напряжен!
сдвига (0О, Па) и эффективной вязкости (т^ф, Па-с
00 = 2500 ехр [— (29 + ЮОс0) Х]\
тьф = 700expI— (29 + 40со) X] (100wf5,4caX-o,87 ^
где	с0 — массовая концентрация опилок, кг опилок
1 кг пасты;
X = W — 0,58 — избыточная влажность, кг воды на 1 кг паст
W — относительная влажность, кг воды на 1 кг паст
0,58 — критическая влажность, соответствующая nef
ходу системы из пластичного состояния в ш
стичио-вязкое;
w — средняя скорость потока, м/с.
Относительная плотность пасты связана с вла>
ностыо соотношением
Ротн = 1 +0,733 (1 -W).
Эти уравнения при известных значениях предельно
напряжения сдвига и эффективной вязкости продук
позволяют определить соотношение компонентов в гл
няной пасте, при котором ее свойства будут числен]
соответствовать свойствам натурального продукта. И
пользование такой пасты для тарировки, наладки эг
периментальных стендов и отработки методики npoi
дения опытов (при подобии гидродинамических крш
риев) позволяет получить вид расчетного уравнения д,
288

описания соответствующего процесса течения. Уточнение
вида уравнения, определение постоянных, входящих в
него, производят после исследований с использованием
натурального продукта.
Однако поиски в разработке модельного реологи¬
ческого материала должны продолжаться, поскольку
глиняная паста как модельный материал наряду с рядом
достоинств имеет недостаток: величины свойств зна¬
чительно изменяются при изменении влажности (добав¬
ление опилок снижает этот эффект). В связи с этим
при длительном хранении глиняная паста должна на¬
ходиться в герметичных сосудах, и в каждой серии
экспериментов должна быть определена ее влажность.
В ряде стран разработаны модельные материалы, рео¬
логические свойства которых менее чувствительны к
изменению влажности.
УРАВНЕНИЯ ДВИЖЕНИЯ ПЛАСТИЧНО-ВЯЗКИХ
ПРОДУКТОВ
В теории капиллярной вискозиметрии получено урав¬
нение движения любых сред в общем виде:
о
4Vr	4 ес •
^_?-Г оч-дал).	(vj-я
щ	с О
где Vr. — объемный расход, м’/с;
R — внутренний радиус трубы, м;
9с—напряжение сдвига на стейке трубы, Па;
0—напряжение сдвига в любом слое на расстоянии г
от оси трубы, Па;
е(0) — функпия градиента скорости от напряжения сдви¬
га, с-1.
Градиент скорости по живому сечению потока опре¬
деляется эпюрой скоростей и (г). Если эпюру скоростей
удается описать математической зависимостью, то ин¬
тегрирование уравнения (VI—2) обычно не представ¬
ляет затруднений. Для установления вида функций е(9)
и и(г) используют данные вискозиметрии, описав пове¬
дение продукта той или иной математической моделью,
или исследуют режим движения, применяя дифферен¬
циальный метод исследования. Вискозиметрические спо¬
собы достаточно подробно описаны в I и II главах,
10 Зак. 1926
28Р

поэтому здесь рассмотрим лишь метод экспериментал!
ного установления режимов движения.
Характер распределения скоростей и деформаций п
поперечному сечению потока наряду с величинами рес
логических свойств и типом структуры обусловливав
выбор расчетной формулы для определения потерь дат
ления [см. уравнение (VI—2)]. Традиционно, со времен
опубликования уравнения Букингама, исследовател
пытались представить течение пластично-вязкого тел
в виде структурного режима, при котором центральна
часть потока (ядро) движется как твердый стержен
с максимальной скоростью, испытывая незначительны
деформации. Наибольшие деформации в ядре возни
кают в момент начала движения.
В следующем цилиндрическом слое, промежуточном
скорость уменьшается несколько быстрее, чем в ядре
в пристенном слое скорость достигает нулевого зна
чения, т. е. тончайший слой продукта прилипает к стеню
трубы вследствие высокой адгезии. Такой механизм
движения может вызывать перемещение к стенке мель
чайших частиц третьей фазы, особенно заметное, есл]
они обладают пониженной когезионной способность»
к двум другим фазам и повышенной адгезионной спо
собностью к материалу стенки трубы. И. М. Белкин
Г. В. Виноградов и А. И. Леонов [13] аналогичны]*
образом объясняют перемещение частиц к поверхности
учитывая при этом и эффект Вайссенберга, довольш
часто проявляющийся в упругопластичных системах
Структурный режим может быть осложнен проскаль
зыванием продукта относительно стенки, что наблю
дается у пластичных высококонцентрированных грубо
дисперсных систем, например при движении обезжирен
ного творога или измельченного мяса со средним раз
мером частиц 0,003 м и более, если содержание жиро
вых частиц очень мало.
Значительно расширяет представление о режима)
течения рассмотрение модели движения «степенно!
жидкости». На рис. 72 построены эпюры скоросте!
[154, 159] для круглой трубы при различном индекс<
течения жидкости:
(VI—3
290

Рнс. 72. Эпюры относительных скоростей при течении по круглой
трубе «степенной жидкости», имеющей различный индекс
течения п:
1 — 0; 2 — 0,1; 3 — 0,2; 4 — 0,5; 5 — 1,0; 6 — 00; w — средняя скорость по объем¬
ному расходу; и — локальная скорость элементарного слоя; 0—напряжение
сдвига; 0о — предельное напряжение сдвига.
где и — локальная скорость, т. с. скорость элементарного слоя,
расположенного на расстоянии г от оси трубы, м/с;
w—средняя скорость потока по уравнению (VI—1), м/с;
R — внутренний радиус трубы, м;
п—индекс течения по уравнениям (I—38), (II—68).
Абсолютные значения локальной и средней скоростей
при отсутствии проскальзывания вычисляют по выра¬
жениям (62, 159]:
\ИГ 1 RBin Я ... - I
1+я 2е,Вд
и =
■тГ]-
ip.
dl
(VI-4)
где
w —
Rs^n
1 -f- Згс
[*(т)
— градиент давления по длине трубы, Па/м;
(VI—4а)
JL
dl,
В fl— эффективная вязкость при градиенте скорости
= 1 с-1, Па-с.
10* 291

Рис. 73. Опытные эпюры распределения деформаций мясного
фарша по поперечному сечению потока прн диаметрах трубы:
1 — 0,0515 м; 2 — 0,0452; 3 — 0,0248; 4— 0,0144 м; расстояние от входа в трубу;
а — 0,25; 6 — 0,50; в — 0,75 м.

Градиент скорости следует рассчитывать по формуле,
которая в наибольшей мере соответствует эксперимен¬
там и по которой определяют эффективную вязкость.
Для всех эпюр характерно то, что объем заштрихо¬
ванного тела вращения равен объемному секундному
расходу, т. е.
V* = nR2w.
На рис. 73 приведены опытные эпюры деформаций
фарша при движении его по трубам различного диа¬
метра, полученные способом рентгеновского просвечива¬
ния [175J. Индекс течения фарша лежит в пределах
0,2—0,3, поэтому эпюры деформаций, особенно для
трубы большого диаметра, хорошо согласуются с эпю¬
рами скоростей (см. рис. 72). На основании рассмотре¬
ния рентгенограмм была дана следующая общая кар¬
тина распределения скоростей: во всех случаях к стенке
прилипает слой малой толщины тонкодисперсного ве¬
щества, состоящий из мельчайших частичек фарша, жира
и пр.; затем движется промежуточный слой и, наконец,
ядро потока в виде твердого стержня, имея, однако, не¬
большие деформации. Режим движения фарша определен
как структурно-скользящий при условии, что относи¬
тельно стенки проскальзывает не тонкодисперсная плен¬
ка, а более крупные частички мяса, соединительной
ткани и пр.
Исследования характера распределения скоростей в
ротационном вискозиметре РВ-4 с широким зазором
также показали наличие трех слоев: малодеформируе-
мого слоя у стенки наружного цилиндра, промежуточ¬
ного и тонкого градиентного слоя у внутреннего ци¬
линдра. Наблюдаемая аналогия распределения скоро¬
стей и теоретические соображения о движении «сте¬
пенной жидкости» в трубе и вискозиметре создали
предпосылки для использования данных вискозиметри-
ческих исследований в расчете трубопровода.
На рис. 74 показаны опытные эпюры распределения
деформаций при движении особой сырково-творожной
массы по металлической трубе, разрезанной по оси [76].
Сравнение рис. 74 с предыдущими показывает, что эпю¬
ры деформаций сырково-творожной массы подобны
эпюрам фарша. Однако этот метод, несмотря на кажу¬
щуюся простоту, более трудоемок и продолжителен по
293

ЯИвР4
Рис. 74. Опытные эпюры распределения деформаций особой тв<
рожно-сырковой массы при диаметре трубы 0,0315 м на рассто!
нии от входа в трубу:
/ — 0,1 м; 2 — 0,6; 3—1,2; 4 — 0,1; 5—1,2 м

равнению с рентгеновским просвечиванием. При раз-
езании по оси трубы даже замороженного продукта
озможно нарушение слоя угольного порошка. Оба опи-
анных экспериментальных метода требуют тщатель-
ости выполнения подготовительно-заключительных ра-
от, слой свинцовых опилок или угольного порошка не
олжен быть больше 1—4 мм. При большой толщине
лоя (20—30 мм) порошок движется подобно пробке,
еформации продукта уплотняют этот слой неравно-
ерно по радиусу. Обычно неудачные, испорченные
пюры составляют 70—80% от количества всех выпол-
енных опытов.
Таким образом, экспериментальные эпюры деформа-
ий и результаты вискозиметрических исследований по-
воляют отнести колбасный фарш и сырково-творож-
ую массу к «степенным жидкостям» и использовать
ля расчета их течения соответствующие уравнения.
Для жидкостей, которые не подчиняются степенному
акону, уравнение (VI—3) можно заменить более об¬
щи [154, 191]:
■де «шах — максимальная локальная скорость на оси трубы;
02, т. — эмпирические коэффициенты, причем последний —
целое число больше двух; при а2=0 н ai=l урав¬
нение по форме записи подобно (VI—3).
Давление на выходе из побудителя движения р0бщ
в Па) в общем случае складывается из следующих
вставляющих:
Робщ = +pgh + р + рм + Рин + Рп + Рк + Роб, (VI—5)
де р — объемная масса перекачиваемого продукта, кг/м3;
h — высота нагнетания продукта, м (положительная величи¬
на— подача вверх, отрицательная — вниз).
Первый член в уравнении (VI—5) обычно учитывают
ри перемещении ньютоновских и слабоструктурирован-
ых жидкостей. При движении пластично-вязких тел
зледствие распорных усилий геометрический напор
ожет проявляться лишь частично. Тем не менее при
зижении продукта вверх его следует, по-видимому,
читывать полностью.
Для расчета второго члена — потерь давления по
чине трубы (р) при движении различных продуктов
295

предложено множество уравнений. Одни из ни:
сложны по своей структуре и не решаются относи
тельно потерь давления, а позволяют определить расхо;
продукта, другие содержат 5 и более реологических кон
стант или эмпирических коэффициентов. Каждая кон
станта или коэффициент определены с ошибкой ±5%
а обычно до ±10%', отсюда становится очевидным бес
плодность использования таких уравнений для расчет;
процессов движения. Поэтому ниже рассмотрены прове
ренные для расчета течения мясных и молочных про
дуктов уравнения, а также в качестве примера приве
дены некоторые другие зависимости.
Третий член — потери давления в местных сопротив
лениях (рм) — можно вычислить сравнительно точно дл;
течения ньютоновских и слабоструктурированных жид
костей, для пластично-вязких систем мясной и молочно!
промышленности методы расчета местных сопротивле
ний отсутствуют.
Четвертый член — инерционные потери давленю
(Рин). обусловленные неравномерностью движения, т. е
возникающие при неустановившемся режиме движения
что, например, наблюдается при подаче продукт;
поршневыми или кулачковыми насосами. Для ньюто
новских жидкостей инерционный напор вычисляют п(
аналитическим уравнениям.
Пятый член уравнения (рл) показывает величию
противодавления, если продукт подается в какой-либс
технологический аппарат. Например, фарш по трубопро
воду поступает в формующую полость котлетного авто
мата, через которую проходят объемные дозаторы; дав
ление, необходимое для заполнения форм дозаторов
будет соответствовать величине противодавления.
Шестой член уравнения (рк) показывает величию
давления, необходимую для создания кинетической энер
гии потока. В простейшем случае — это потери давленш
со струей выходящего из трубы продукта. Этот чле!
может иметь существенную величину при высокой ско
рости истечения (несколько метров в секунду).
Седьмой член (р0б) учитывает потери давления, воз
никающие за счет объемного сжатия продукта. Ньюто
новские жидкости практически несжимаемы, поэтом]
при течении их эти потери не учитывают.
Уравнение (VI—5) при необходимости может содер
296

жать и дополнительные члены. Основной, главнейшей
величиной будут потери давления по длине трубы (вто¬
рой член). При течении жидкообразных систем, даже
обладающих небольшой аномалией, действуют основ¬
ные гидравлические зависимости (формулы Блазиуса,
Никурадзе, Альтшуля и пр.). К таким системам можно
отнести расплавленный животный жир, растительные
масла, мясо-костные бульоны, молоко, осветленные соки
и пр. (см. табл. 56). Учитывая сказанное, в этом раз¬
деле основное внимание уделено определению потерь
давления по длине трубы при течении по ней пластично¬
вязких пищевых продуктов.
Потери давления (р, Па) при течении многих мясных
и молочных продуктов по трубам можно выразить по¬
средством эмпирической зависимости [34]:
-1~ = АаР,
Щ
или	(VI—6)
Р
l/d
Р
где “г-——величина, пропорциональная напряжению на стенке
Ча
трубы, которое равно 0С =	»
I, d — длина и внутренний диаметр трубы соответственно, м;
до — средняя скорость потока, м/с;
ДО
до* = — — относительная скорость, численно равная скорости, вы-
Wl - /
раженной в м/с;
ДО[ — скорость, равная единице ее измереиня, т. е. 1 м/с;
А—эмпирический коэффициент, равный учетверенному на¬
пряжению на стенке трубы при до=1; зависит от диа¬
метра трубы и реологических характеристик продукта;
его числовое значение в двух формулах одинаково;
п — индекс течения.
Для производственных композиций ряда мясных и
молочных продуктов [34] эмпирические коэффициенты
приведены в табл. 58. Эмпирическое уравнение (VI—6),
простое по структуре, удобно для практических расче¬
тов, но применимо только для исследованных диапазо¬
нов диаметров (от 0,03 до 0,08 м) и скоростей (от 0,01
до 1,60 м/с). Коэффициенты, входящие в уравнение
(VI—6), необходимо определять для каждого вида пе¬
рекачиваемого продукта.
297

По мнению ряда авторов [159], уравнение вщ
(VI—6) представленное в консистентных переменны
применимо ко всем аномально-вязким системам, в то
числе и не подчиняющимся степенному закону.
Консистентные переменные [159, 209] нашли широкс
применение для обобщения экспериментальных данны
при течении «степенных жидкостей» по трубам, капи,
лярам вискозиметров и пр. Подробно теоретичесш
вопросы течения «степенной жидкости» рассмотрены
главе II [см. уравнения (II—58), (II—71)]. Специфиг
их применения к расчету трубопроводов заключается
том, что они решены относительно потерь давления, a i
относительно вязкости:
Таблица 58
Коэффициенты для расчет
трубопроводов
Продукт (сырой фарш)
определенные
эксперимен¬
тально
вычисленнь
по уравиет
(VI—12 а)
к
уравнению (VI—
6)
А*
п
^4* *
п
Говядина, куттерованная с водой
10200
0,24
9800
0,1
Свинина полужирная, куттерованная с во¬
дой
Колбаса
9800
0,25
9750
0,,
любительская
10200
0,19
8600
0,,
докторская
6300
0,22
7400
о,
чайная
6000
0,19
6000
о,
ливерная (30 °С)
12000
0,18
10300
о,
то же (60 °С)
5000
0,18
5200
0,
Сосиски свиные
5100
0,21
5000
0,
Котлеты
5800
0,21
6000
0,
298

Продолжение табл. 58
Коэффициенты
для расчета
трубопроводов
Коэффициенты
для расчета
насадок
к уравнению
(VI—6)
Продукт (сырой фарш)
к уравнению
(VI—7а)
п
А
п
Говядина, куттерованная с водой
Свинина полужирная, куттерованная с во¬
дой
600
0,27
16000
0,27
Колбаса
—
—
15500
0,28
любительская
700
0,21
13000
0,21
докторская
470
0,25
11000
0,25
чайная
490
0,21
9100
0,21
ливерная (30 °С)
890
0,20
—
—
то же (60 °С)
445
0,20
—
—.
Сосиски свиные
375
0,23
8000
0,23
Котлеты
410
0,24
9100
0,24
* Коэффициенты, осредиеиные по опытным данным для нескольких диамет¬
ров труб, отличаются от опытных в пределах ±15%.
** Коэффициенты вычислены для диаметра трубы 0,04 м по единичной вяз-
sit
кости в0, когда градиент скорости определен по формуле Маргулиса (Ш—30).
Экспериментально коэффициенты Л, и я определяют
по графику
„	( 8 w \
+	•	(VI—76)
на который наносят точки, полученные из опыта.
Для расчета коэффициента Д на основании данных
ротационной (или капиллярной) вискозиметрии исполь¬
зуют зависимость
, • / Зп + 1 У во ei
где
h («) =
Зя _|~ 1 ) —функция индекса течения (см. рис. 13, а).
299

Значения коэффициента Ах для различных продук¬
тов приведены в табл. 58. На рис. 75 показаны кривые
течения различных продуктов в консистентных пере¬
менных по уравнению (VI—7а).
Обобщение экспериментальных данных по теченик
«степенной жидкости» в круглой трубе приводит к зави
симости для коэффициента гидравлического сопротивле¬
ния и обобщенного критерия Рейнольдса. Из уравнения
степенного закона в консистентных переменных (VI—7)
путем несложных преобразований можно получить урав¬
нение Дарси-Вейсбаха. Для этого в уравнение (VI—7)
следует ввести замену:
Bo(-^-)n=Boi •	(у1~7г
тогда уравнение (VI—7) будет иметь следующий вид
4/ - В°1 8*	{	d	)
В этом уравнении числовое значение £0*, имеюще<
размерность вязкости, равно числовому значению А\
уравнений (VI—7а), (VI—7в), которое имеет размер¬
ность напряжения.
Традиционный прием позволяет получить уравненш
Дарси-Вейсбаха:
4-2-8	I	w2	I	w2
Р = 	*	—Г Р —= ^ ~~Г Р ~~гГ~ '	(VI—8
dn ги?~п р	^	^	d	2
D* Qtt—1	П
£018 е,
где %'=64/Re' — коэффициент гидравлического сопротивления.
Обобщенный критерий Рейнольдса, исходя из по
следней зависимости, будет иметь вид
d1 а? п о
Re' = й.^л!г-	<VI-9
В018 81
Для ньютоновской жидкости (н=1) Re превра
щается в обычный критерий Рейнольдса.
По предложению Р. Вельтман, в общем случае кри
терий Рейнольдса можно представить в виде
Re = Wdp -,	(VI-Ю
«вязкость»
где «вязкость» для истинно вязких жидкостей — ньюто
300

Рис. 75. Зависимость напряжений сдвига на стенке трубы от сред¬
него градиента скорости для различных продуктов:
/ — фарш ливерной колбасы при 30е С; 2 — фарш любительской колбасы;
3 котлетный фарш; 4 — фарш ливерной колбасы при 60° С; 5 — свинина
полужирная куттероваииая с водой; 6 — фарш чайной колбасы; 7 — говядина
куттерованиая с водой; 8 — фарш докторской колбасы; 9 — фарш сосисок
свиных.
новская вязкость; для пластиков, следующих уравне-
нию Бингама, — пластическая вязкость, для псевдопла-
стичных и днлатентных систем — эффективная (кажу¬
щаяся) вязкость, измеренная в условиях преобладающих
скоростей потока.
Уравнение течения степенной жидкости [62] при от¬
сутствии проскальзывания продукта вдоль стенки
представляет собой зависимость, которая обобщает
уравнения (VI—6) и (VI—7), если давление по длине
трубы уменьшается линейно, как это экспериментально
301

показано для колбасного фарша [33]. Переход от объем¬
ного расхода к среднеобъемной скорости осуществляется
по уравнению расхода (VI—I).
После несложных преобразований уравнения
(VI—II) получим
lid
т. е. уравнение вида (VI—6), в котором
"2(3 п + I)']'»
А = 4BQ в.
"р .	(VI-12а)
e,nd
Сопоставление теоретических значений коэффициен¬
тов А, п по уравнению (VI—12а) и эмпирических дано
в табл. 58 для некоторых видов фарша. Из табл. 58
видно, что теоретическое уравнение довольно хорошо
соответствует экспериментальным данным.
При наличии проскальзывания член в фигурных
скобках уравнения (VI—И) рекомендуется дополнять
слагаемым
k -
4
где wCK —■ скорость	проскальзывания продукта относительно
стенки;
0с — напряжение на стенке трубы.
Уравнение Букингама находит широкое применение
для обобщения экспериментальных данных [183];
npdi
128-ф
где do— диаметр ядра потока, м (при структурном режиме
движения его величина определяется предельным на¬
пряжением сдвига);
I —длина трубы, м;
Т)—пластическая вязкость, Па-с.
Отношение диаметра ядра потока к диаметру трубы
можно представить отношением предельного напряже¬
ния сдвига к напряжению на стенке трубы:
dn 40Л
0	—	(VI—13а)
d pd
Уравнение (VI—13) получено для модели течения
Шведова — Бингама. Пренебрегая третьим членом, из
302

уравнения можно легко найти потери давления, приве¬
сти его к виду уравнения Дарси-Вейсбаха, а коэффи¬
циент гидравлического сопротивления вычислить по
обобщенному критерию Рейнольдса. Однако в двучлен¬
ной форме записи уравнение Букингама применимо при
do/d^0,5 с ошибкой до 6% [183].
Учитывая этот недостаток, уравнение Букингама
предлагается записывать в виде
(Vi—14)
128т]/ \dj	У
где
t { dо \	dg
I ( — 1 = а1—^——функция относительного размера ядра
потока (табл. 59); различные виды ап¬
проксимаций этой функции предложены
Э. К. Латыповым и Б. С. Филатовым,
Р. И. Шишенко [183], Ю. А. Мачихи-
ным [111] и др. [158].
Таблица 59
Коэффициенты для аппроксимации уравнения Букингама
(VI—13), (VI—16)
Средняя толщина
слоя сдвига в до¬
лях радиуса трубы
<4
.
а,
К
1
1
8
64
0,25
0,855
1
8
75
0,25
1
1,33
6
64
0,33
1
2,67
3
64
0,66
1
4
2
64
1,00
0,38
0,4
20
168
0,11
0,32
0,32
25
200
0,08
С учетом аппроксимации в уравнении Дарси-Вейсба¬
ха
I ш2
p = x*lf р~	(VI~15:
коэффициент гидравлического сопротивления К* опреде¬
ляется зависимостью
** = ДГТ-	<IV~16
Re*
где Re* = Re /	~	обобщенный	критерий	Рейнольдса,
зо:

Re =		 —критерий Рейнольдса, вычисленный по пластической вяз-
Г1 кости.
Величины эмпирических коэффициентов а\, а2, аз и К
приведены в табл. 59 [111].
Таким образом, если течение данного продукта мож¬
но описать моделью Бингама, то вид аппроксимации
устанавливается эмпирически. Например, при движении
пралиновых масс по трубопроводам удовлетворительное
совпадение с опытом дает способ аппроксимации по но¬
меру 7 табл. 59, если обобщенный критерий Рейнольдса
находится в пределах от 0,1 до 1,0. За этими пределами
в формуле (VI—16) коэффициент К = 220, a Re* приоб¬
ретает степень 0,92. Указанные зависимости применимы
при изменении скорости движения пралиновой массы
от 0,01 до 0,20 м/с, диаметра трубы от 0,03 до 0,08 м,
предельного напряжения сдвига от 100 до 1000 Па,
пластической вязкости от 10 до 200 Па- с. Для расчета
различных случаев течения пищевых масс в мундш¬
туках, насадках и предложены аналоги уравнения Бу¬
кингэма [150].
Уравнение течения упруговязкой жидкости [154] по
модели Фойгта-Кельвина (см. рис. 1, д) с последова¬
тельно включенным вязким элементом, т. е.
eufi + Пэл8*л = Пв8в>
е = е»д + ев
имеет вид
*_я£Г^+Щ.,(_Д-Л|.	(V.—17)
81 L Пв Пэл \ Пэл / J
где е8Л, вал, е„, ев—эластические и вязкие относительные де¬
формации и скорости деформации соответ¬
ственно;
■Пэл, Пв — эластическая н ньютоновская вязкости,
Па-с;
т — продолжительность развития эластических
деформаций, с.
Уравнение течения сред Кессона [105] можно пред¬
ставить зависимостью
304

— Ус1— ’
npdi
128т]
?И(?М£)‘+
+ T(-r)+lf(^)+]	lV1-'8»
где т|к—кессоиовская вязкость, Па■ с;
/м
I J— отношение диаметра ядра потока к диаметру трубы;
вычисляют его по зависимости (VI—13а), куда входит
кессоновское предельное напряжение сдвига.
Уравнение (VI—18) позволяет вычислить расход про¬
дукта в зависимости от потерь давления. Однако в об¬
щем случае оно аналитически неразрешимо относитель¬
но потерь давления при известном расходе. Такую зада¬
чу следует решать графически.
Пренебрегая влиянием стержнеподобного ядра по:
тока на потери давления, А. М. Маслов [105] для сред
Кессона получил более простое уравнение, которое
аналогично уравнению Дарси-Вейсбаха (VI—15).
В этом случае обобщенный критерий Рейнольдса можно
определить по зависимости
pwd
Re* = •
йк
{i+V «%»)
а коэффициент К в формуле (VI—16) равен 64.
Экспериментальных данных о применимое™ этих
уравнений для расчета течения пищевых продуктов не
имеется, хотя в литературе отмечено, что кривые тече¬
ния расплавов шоколада, высокожирных сливок и дру¬
гих продуктов можно характеризовать формулой Кессо¬
на [217].
При наличии пристенного эффекта (п — эффект [13],
который выражается в выдавливании жидкой диспер¬
сионной фазы к стенке трубы с образованием «смазоч¬
ного слоя») уравнение течения принимает вид [90]
-Ч«(~£)Г-
где коэффициент а — величина, обратная индексу течения, т. е.
а=—; В*,—вязкостная составляющая; выражена по уравнению
п
(И—9).
305

В этом Случае расход продукта определяется ypai
нением
где k — коэффициент, характеризующий проскальзывание продут
Полученная формула представляет некоторый инте
рес, хотя при выводе ее были сделаны, вероятно, некотс
рые допущения.
Существенный интерес представляют труды Г. В. Вк
ноградова, Н. В. Тябина, Д. С. Великовского и др., гд
даются методы расчета течения по основе вискозимез
рических данных. Эти методы не требуют знания закон
течения в виде непрерывной зависимости истинног
градиента скорости от напряжения. Перспективны дл
обобщений процессов движения критериальные зависг
мости, в том числе использующие критерии Рейнольдс
с эффективной вязкостью, число пластичности и п{
Полученные уравнения течения охватывают опрс
деленный класс подобных явлений. Для установлени
границ каждого такого класса базируются на основны
положениях теории подобия.
Критериальное уравнение динамики движения пла<
тично-вязких масс [33, 91] получено на основании я-тес
ремы метода анализа размерностей. В качестве носите
лей размерностей приняты: для геометрических факте
ров — характерный линейный размер — диаметр, дл
кинематических — средняя скорость потока, для динаме
ческих — предельное напряжение сдвига. В общем ел)
чае критериальное уравнение имеет вид:
где С, q — эмпирические коэффициенты, причем первый завис!
от диаметра и включает размерность метр; C=a,.d
(табл. 60);
(е_э0)«+1 г 2 (9 — е0)2	2 (в2	09о)
Vc-n& ц&>	|_(а+1)(о	+	2)(а	+	3)	(а+1)(а	+	2)	+
та относительно стенки.
(VI—Г
или
306

Ей — —^7~ критерий Эйлера (характеризует соотношение потеи-
циальной и кинетической энергии в потоке);
Ell' =	—видоизмененный критерий Эйлера (характеризует
соотношение работы пластических сил и кинетиче¬
ской энергии);
г>
■Кеэф —	— критерий Рейнольдса, вычисленный по эффективной
■Цэф
вязкости (характеризует соотношение кинетической
энергии и работы сил вязкого сопротивления).
Таблица 60
Форма канала или обтекаемого тела
Коэффициенты к критериальному
уравнению (VI—19)
ч
Цилиндрический трубопровод
1800
1,082
0,882
Цилиндрические насадки
2600
1,00
1,00
Лопасти (квадратная пластина, шар)
1600
0,80
1,00
Примечание. Коэффициенты а, имеют размерность м аг.
Графоаналитическая обработка экспериментальных
данных для случаев движения по трубам колбасного
фарша различных видов позволила получить расчетное
уравнение
Р= 18ОО/й-°'80^П8(г|эфРотн®)0'882 .	(VI—20)
где 1800 — опытно-расчетный коэффициент, имеющий размерность
М-1,082.
Ротн — относительная (к воде) плотность продукта.
Уравнение (VI—20) применимо при изменении ско¬
рости от 0,01 до 1,6 м/с, диаметра — от 0,03 до 0,08 м.
Критериальное уравнение можно привести к виду
уравнения (VI—6), тогда величины коэффициентов А
и п будут определяться по зависимостям:
А = 1800d°-2 0g-118 (р^нВ^)0'882, п =0,882 (1 — т),
где В—эффективная вязкость при скорости W[= 1 м/с, (см,
табл. 13), Па*с;
m — темп разрушения структуры по вискозиметрическим
данным.
Критериальные уравнения (VI—19) и (VI—20) при¬
ведены также к виду уравнения Дарси-Вейсбаха (VI—
307

8), где коэффициент гидравлического сопротивления оп¬
ределяют в результате аналогичных преобразований.
Это уравнение оказалось применимо для расчета наса¬
док внешнего обтекания лопасти и др.
РЕОЛОГИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
Расчет трубопроводного транспорта
Перед проектированием установки для трубопровод¬
ного транспорта необходимо определить следующие па¬
раметры: диаметр трубопровода, давление продукта на
входе в трубу и мощность для выполнения прочностных
расчетов и для подбора электродвигателя.
I. Исходные параметры
1. Рецептура фарша
2. Производительность трубопровода Мс (в кг/с)
м
Мс   t	(VI—21)
ЗбООТр
где Мек — выработка за смеиу, кг;
тр—эффективное время работы в смену, ч;
3600 — переводной коэффициент, с/ч.
3.	Общая длина трубопровода I (в м) с учетом пово¬
ротов (отношение радиуса закругления к диаметру тру¬
бы должно быть больше шести, с тем чтобы не учиты¬
вать потери в местных сопротивлениях).
II. Выбираемые параметры
Скорость движения фарша по трубопроводу и>0 (в
м/с). Ее оптимальное значение находится в пределах
0,2—0,5 м/с (чем гуще фарш, тем меньше скорость)1.
III. Расчетные параметры
1.	Объемный расход Ес (в м3/с).
М.
Vc = — ,	(VI—22)
где р — плотность фарша, кг/м*.
1 Вместо скорости в качестве расчетного параметра может быть оп¬
тимальный диаметр, определение которого связано с громоздкими
вычислениями.
- 308

Плотность фарша определяют по формуле
р= 1037— (290 ф+10,5 Н)+22 lgpT,
где ф — жирность фарша, кг жира на 1 кг фарша;
U — влагосодержаиие фарша, кг влаги на 1 кг сухого ос¬
татка;
Рт — давление в трубопроводе, равное половине давления
р на выходе из иасоса, Па.
Примечания: 1. Если давление дано в атмосферах, то его значе¬
ние необходимо умножить на 105.
2. Плотность для жирных видов фарша находится в диапазоне 960—
980. для обезжиренных—1030—1040 кг/м*.
2. Диаметр трубопровода do (в м) определяют по
формуле расхода
(VI-23>
По значению диаметра d0 по ГОСТу выбирают бли¬
жайшую величину d, м.
Действительную среднюю скорость w (в м/с) движе¬
ния фарша вычисляют по формуле
ш =	.	(VI—24)
тР
3.	Консистентную	переменную (градиент скорости)
е (1/с)	вычисляют	по	формуле
г=^~.	(VI—25)
а
Безразмерная консистентная переменная
= ~ ,	(VI—25а)
гха
где 8i = l, т.е. градиент скорости, равный единице его измерения.
4. Консистентную переменную (напряжение сдвига)
9 (в Па) определяют по формуле
оп-26,
или
0 =* ~г ,	(VI—27)
41
где At — напряжение сдвига прн единичном значении' 'градиен¬
та скорости, Па;
п — индекс течения;
р — потери давления или давление на выходе из иасоса, Па.
309

Величины Л, и га выбирают из табл. 58 или опреде¬
ляют по формулам:
, • /Зп + 1 \п
Ai = Boei(—^-) ’	(V1 -28)
п=\—т,	(VI—29)
*
где BQ, т — эффективная вязкость (в Па-с) при единичном зна¬
чении градиента скорости и темп разрушения струк¬
туры соответственно (см. табл. 13).
5.	Потери давления р (в Па)—давление фарша на
выходе из насоса,	определяют по	формуле (VI—27)
410
Р = — •	(VI-30)
Полезная мощность насоса N (в кВт)
N=pVc- Ю-s.	(VI—31)
IV.	Выбор оборудования.
1. Насос выбирают по требуемой производительности
трубопровода Мс или Мч=3600 Мс, принимая во внима¬
ние, что объемный к. п. д. составляет 0,5—0,6.
2. Мощность электродвигателя N3JX (в кВт)
^*=1Г (~г+1г)	’	(VI~32>
Ац \ Ан Аш /
где	а — коэффициент запаса мощности (для коротких
трубопроводов до 5 м «=1,2, для длинных а=
= !,5);
Ки\ лн; Кш — к. п. д. соответственно механических передач от
электродвигателя к насосу, насоса и шнеков (пи¬
тателей) ;
N; IV ш — полезная мощность, развиваемая насосом и
шнеком соответственно, кВт.
Электродвигатель выбирают по каталогу.
В связи с тем что пищевые продукты являются скоропортя¬
щимися средами, существенное значение имеют очистка и мойка
трубопроводов. Перед мойкой из труб должен быть удален про¬
дукт.	■<
Программа безразборной мойки трубопроводов, передающих
маловязкие жидкости, следующая: удаление продукта, ополаски¬
вание холодной водой, циркуляционная мойка горячим щелочным
раствором (концентрация 1%, температура 70—80° С), ополаски¬
вание водой, циркуляционная мойка холодным стерилизующим
раствором (гипохлорид натрия), ополаскивание водой. Для без¬
разборной мойки трубопровод должен иметь наклон (0,05—0,1) в
направлении возвратных линий; скорости движения раствора от
1 до 1,5 м/с.
310

Для быстрого определения бактериальной чистоты трубопрово¬
да после безразборной мойки можно использовать раствор радио¬
активного изотопа, испускающего гамма-лучи. При наличии отло¬
жений или загрязнений изотоп откладывается на них; определить
эти места можно с помощью счетчика.
Для мойки спусков используют разбрызгивающие перфориро¬
ванные головки. Для удаления остатков продукта со стенок хоро¬
шо зарекомендовал себя способ механической очистки. На конце
гибкого вала, который приводится во вращение от электродвига¬
теля, устанавливают диск с закрепленными радиально резиновыми
полосками. При вращении диска полоски очищают внутреннюю
поверхность спуска [102]. Иногда внутреннюю поверхность труб
или спусков стерилизуют острым паром.
Подробное рассмотрение вопросов мойки трубопроводов и обо¬
рудования [19, 57, 71, 119], использования трубопроводов, арма¬
туры [20, 182] и расходомеров [87], расчета трубопроводов для
легкотекучих систем [34, 39, 46, 182] могут представить содержа¬
ние отдельной монографии. Как видно из приведенной выше биб¬
лиографии, названные вопросы в молочной промышленности раз¬
работаны более подробно и традиционно нм уделялось больше
внимания.
Представляет интерес расчет оптимального диаметра
трубопровода с учетом того, чтобы и толщина стенки
была оптимальной, так как транспортировка твердооб¬
разных продуктов, мясного фарша и др. связана с отно¬
сительно высокими давлениями и расходами энергии.
Эксплуатационные расходы при транспортировке
складываются из расходов на амортизацию, текущий ре¬
монт труб и стоимости электроэнергии. Общую стои¬
мость С в руб. на 1 т передаваемой продукции опреде¬
ляют по уравнению
С = Са -]- Сэ = к1	(ст	-]- м) -\- — —— ,	(VI—33)
тг™см	-''см А о
где Са — стоимость амортизации и текущего ремонта трубопро¬
вода, руб./т;
Сэ — стоимость электроэнергии для перекачки фарша,
руб./т;
к — коэффициент затрат на непредвиденные работы, арма¬
туру и доставку труб к месту сборки;
I — геометрическая длина трубы, м;
а — коэффициент амортизации в долях единицы, 1/год;
т — коэффициент затрат на текущий ремонт, 1/год;
тг—число рабочих смен в году, смен в год;
Л4См—производительность трубопровода за эффективное вре¬
мя работы в смену, т в смену;
ст — стоимость 1 пог. м трубы, руб./м;
м — стоимость монтажа 1 пог. м трубы, руб./м;
N — полезная мощность, развиваемая насосом, кВт;
311

t — эффективное время работы насоса в смену, ч в смену;
с,—стоимость 1 кВт-ч электроэнергии, руб.
Ко — общий к. п. д. иасоса передач, электродвигателя.
Уравнение (VI—33) в противоположность уравнению
(VI—34) не зависит от значений стоимостных коэффи¬
циентов (звисимость VI—37) и с учетом соотношений
(VI—35), (VI—36) может быть использовано для рас¬
четов путем последовательных приближений или с по¬
мощью ЭВМ.
При оптимальном режиме работы (с минимальной
стоимостью) первая производная суммарной стоимости
по диаметру равна нулю. Откуда формула для расчета
оптимального внутреннего диаметра do (в м) имеет вид
(VI—34)
d =	/	2,7ScsM1A'Kwd	In
у WK0pkl (~A'Kwd ln + S^ ;j
где 2,78-10-4 — переводной коэффициент, кВт-ч-с2/(т-м2);
Л'1 ситпг
М, =	  —	количество	перекачиваемой	продукции	за	время,
а + т
в течение которого стоимость амортизации ста¬
нет равной первоначальным затратам, т;
Л'—коэффициент давления, Па:	А'— соответственно
равен: для измельченной говядины 34 ООО, для
фарша любительской вареной колбасы и свинины
куттероваииой 18 000, для фарша сосисок сви¬
ных 10 000;
Kwd — коэффициент скорости (производительности), при
Мсм/т, равном 0,2; 0,8; 2,5; 5,0; 10 и выше,
Kwd будет соответственно 0,25; 0,32; 0,40; 0,46;
0.52.
In — приведенная длина трубопровода, м;
р — плотность фарша, кг/м3;
А0, S—стоимостные коэффициенты (табл. 61);
а — допустимое напряжение для материала стенки
трубы, Па; допустимое внутреннее рабочее дав¬
ление, например для стеклянных труб р~ (7,5-т-
-4-28 d)105 при изменении диаметра от 0,04
до 0,2 м.
По величине оптимального диаметра, выбираемого
по стандартам с округлением в сторону уменьшения, и
давлению Po—A'Kwd-—, которое ему соответствует,
d0
определяют оптимальную толщину стенки трубы 6о
(в м):
в0 = -^-.	(VI—35)
2 а
312

Таблица 61
Материал трубы
Л0,
руб./м*
S,
руб./м*
Е.
руб./м
О, Па
Нержавеющая сталь при диа¬
35000
102
6,0
10»
метре больше 0,04 м
Полиэтилен высокого давле¬
11000
13
0,6
15-105
ния
Стекло
5800
9
2,0
40-10*
Действительную толщину стенКи выбирают по ката¬
логам с округлением в сторону увеличения (на 1—5 мм).
Полезную мощность N (в кВт), развиваемую насо¬
сом, определяют по зависимости
JV = 2,78.10—* Р°Мсм-.	(VI—36)
тр
С учетом данных прейскурантов стоимость 1 пог. м
трубы и ее монтажа вычисляют по соотношению
л
Cj + M-A^d + Sd + E^—^-pcP+Sd + E,	(VI—37)
2а
где Е—коэффициент (см. табл. 61). Вид формулы и значения
коэффициентов прн измеиеиии цен изменится.
Общую стоимость насосной установки С0бщ (в
руб./т) с трубопроводом вычисляют по формуле
Си -4- Сад
б’обш = С -f- Ки а —	,
мх
где С в — стоимость насоса, руб.;
квл — коэффициент затрат иа непредвиденные расходы, ар¬
матуру, доставку и моитаж;
С3д — стоимость электродвигателя, руб.
Исходные параметры для расчета принимают в со¬
ответствии с технико-экономическими нормами и задан¬
ным объемом производства.
Расчеты процесса перемешивания
Давление на лопасть р (в Па) при ее движении в
пластично-вязком продукте (рис. 76), исходя из крите¬
риального уравнения, в котором симплекс геометриче¬
ского подобия l/d равен единице, определяют по уравне¬
нию (VI—38)
р = 160М-0’2г)эфа)= \mBd~°'2wn .	(VI—38)
313

При движении шара и пластины (размер от 0,03 дс
0,06 м) с одинаковой площадью сечения наблюдается
небольшое различие давлений сопротивления, чтс
объясняется следующим. Перед пластиной образуется
выпуклая «мертвая» зона фарша, которая вызывает до¬
полнительное сопротивление трения на ее обтекание,
С другой стороны, вследствие большой липкости фарша
на боковой поверхности шара образуется слой, увели¬
чивающий диаметр шара. Вихреобразования за лопа¬
стью, что наблюдается у ньютоновских жидкостей, при
движении в фарше не происходит. Однако размер «тун¬
неля» при прохождении шара меньше, чем при прохож¬
дении пластины. При длительном движении в фарше
давление сопротивления на пластину практически не
меняется, в то время как при движении шара увеличива¬
ется за счет налипшего на поверхность слоя.
Проведенные исследования изменения давления со¬
противления показали, что при определенной длительно¬
сти куттерования, которая зависит от влагосодержания,
кривые имеют ярко выраженный экстремум (рис. 76).
Анализ всех данных показывает, что по силе (давлению)
сопротивления можно судить о моменте достижения
максимального значения величин свойств. Если осна¬
стить каждый куттер подобным прибором с автомати¬
ческой записью показаний от тензодатчика (например,
на ЭПП-09), то, с одной стороны, каждый фаршесоста-
витель может найти оптимальное время куттерования,
когда давление сопротивления будет наибольшим, с
другой — на каждый замес фарша остается «паспорт».
Такой прибор легко изготовить и протарировать. Место
установки его на куттере должно быть зафиксировано.
Расчеты процесса истечения
При истечении через отверстия и насадки общее дав¬
ление перед входом складывается из потерь при внезап¬
ном сужении (вход) по длине, которые отнесены к
входному диаметру и рассчитаны на цилиндрический
насадок, и потерь при расширении или сужении потока
за счет конусности. Последние учитывают посредством
угла конусности а с соответствующим знаком. Потери
давления со струей уходящей жидкости учитывают вто¬
рым членом уравнения (VI—5), который вычисляют
314

Рис. 76. Динамика обтекания
фаршем пластины и шара:
а — при неизменных свойствах фар¬
ша для пластин с характерным раз¬
мером: 1 — 0,0292 м; 2— 0,045; 3 —
0,060 м; 6 — при кутгеровании фар¬
ша:	I — давление сопротивления;
2 — предельные напряжения сдви¬
га; 3, 4 — критерии подобия.
Рнс. 77. Зависимость потерь
давления при истечении фар¬
ша докторской колбасы через
насадкн диаметром 0,008 м:
а — от скорости истечения при от¬
носительной длине:	1 —15; 2 — 40;
3 — 75 (сплошная линия — общие
потери; пунктирная — потери по
длине); 6 — от относительной дли¬
ны при различной скорости истече¬
ния: 1 — 0,05 м/с; 2 — 0,1; 3 — 0,3;
4 — 1,0; 5 — 2,0 м/с.
по критериальному уравнению (см. табл. 60) или по
уравнению (VI—6), где коэффициенты находят по
табл. 58.
Представляет интерес методика обобщения экспери¬
ментальных данных [51]. В соответствии с этой методи¬
кой в логарифмических шкалах строили зависимости
общих потерь давления от скорости истечения для раз¬
ных относительных длин насадок (рис. 77, а).
Затем при фиксированных скоростях 0,05; 0,1; 0,3;
1,0; 2,0 м/с находили общие потери давления и строили
график их зависимости от относительной длины (рис.
77, б). Экстраполяция прямых до пересечения с осью

абсцисс давала потери давления в местном сопротивле¬
нии. Для проверки такого метода определения местных
сопротивлений проводили специальные эксперименты, в
которых реализовали истечение фарша через отверстия
с толщиной стенки, практически равной нулю. Данные,
полученные методом экстраполяции, полностью подтвер¬
дились прямыми экспериментами.
Найденные значения местных сопротивлений вычи¬
тали из общих потерь (рис. 77, а) и получали зависимо¬
сти потерь по длине от скорости истечения. Индекс те¬
чения для всех размеров насадок оставался постоянным
для каждого вида фарша: пунктирные линии на рис.
77, а параллельны.
Дальнейшую обработку экспериментальных данных
выполняют традиционными методами: для расчета об¬
щих потерь давления р (в Па) получили следующую
зависимость £34, 51]:
р = 790В0-4 сГ0'86 ш0-56 + 2600/d-1 ЦэфО’ (Е+ 0,08а),- JVI— 39)
При а=0 формула превращается в расчетную для
цилиндрических насадок, при / = 0 — для отверстий. Если
а= —12,5°, происходит отрыв струи и насадка работает
в определенной мере как отверстие. Это подтверждается
экспериментально при скоростях истечения больше
0,02 м/с. Пределы применимости уравнения (VI—39)
для диаметров — от 0,003 до 0,014 м, угла конусности—
до ±12,5°, отношения длины к диаметру от 0 до 75,
скорости истечения — от 0,01 до 6 м/с.
Процесс истечения крупнокускового мяса состоит из
трех периодов: подпрессовка, сжатие до давления нача¬
ла истечения (наибольшее давление) и само истечение.
Для определения давления истечения получены зависи¬
мости:
p = ax 10»d-0>86,
или
р = аг\0Ьш°‘5,	(VI—39а)
где d — диаметр (от 0,006 до 0,015 м) при длине иасадОк
0.045 м;
w — средняя скорость истечения (от 0,43 до 2,7 м/с);
а 1, <22 — эмпирические коэффициенты, равны соответственно 2,3
и 130 для говяжьего мяса и 0,9 и 45 для свиного.
316

Расчеты процессов дозирования
Процессы дозирования по назначению чрезвычайно
многообразны. Одной из основных задач дозирования
является создание базы для механизации и автоматиза¬
ции производственных процессов при одновременном
обеспечении точности и соблюдении рецептуры. Наибо¬
лее типичными функциями дозирования являются отме¬
ривание продукта по заданному объему, массе, длине
и поддержание заданного объемного или массового
расхода. Для реализации последнего кроме специальных
дозирующих устройств используют расходомеры и насо¬
сы-дозаторы с постоянной производительностью.
Различают два основных метода дозирования:	по
объему и по массе. При объемном дозировании реологи¬
ческие свойства продукта и способ заполнения формы
определяют процесс и конструкцию машины, при массо¬
вом— имеют второстепенное значение. Поэтому рас¬
смотрим только первый способ на примере дозирования
пластично-вязких масс.
Схематически метод объемного дозирования можно
представить как отмеривание определенного объема
продукта и заполнение тары. В одну тару можно дози¬
ровать несколько компонентов. Для перемещения тары
могут быть использованы непрерывные и пульсирующие
конвейеры и роторные (карусельные) машины. Принци¬
пиальные схемы некоторых рабочих органов дозаторов
показаны на рис. 78. Поскольку продукты труднотеку¬
чие, то их подачу в рабочие органы следует осуществ¬
лять принудительно: с помощью напорных шнеков или
лопастей, насосов или поршневых шприцев (на рисунках
условно не показаны).
При конструировании дозирующих устройств обычно
исходят из кинематики питающих устройств, не увязы¬
вая кинематические расчеты с динамикой течения про¬
дукта и его реологическими свойствами. Имеющиеся
расчетные зависимости, описывающие динамику течения
продукта в форме дозатора, получены для случая «ста¬
тического» заполнения неподвижной формы продуктом.
По подобной схеме работают устройства, показанные
на рис. 78, а, б. Названные зависимости можно исполь¬
зовать также и для приближенного расчета динамиче¬
ского процесса заполнения формы (рис. 78, в, г, д, е).
317

г	д
Эпюры деформаций
Рис. 78. Принципиальные схемы дозаторов а, б, в, г — поршневог
типа:
1 — бункер; 2 —ротор; 3 — поршень; д, е — роторного типа:	/	—	корпус
2 —ротор (кулачки).
Заполнение формы пластично-вязким продукте»
представляет собой нестационарный процесс. Продую
подходя к форме, деформируется и движется в ней, име:
выпуклую верхнюю поверхность. При подходе к крышю
или дну формы скорость продукта замедляется и начи
нается заполнение углового пространства. Процесс счи
тается законченным, когда весь объем формы заня‘
продуктом. Необходимое для этого давление складыва
ется из следующих составляющих: потери в местны:
сопротивлениях — внезапное сужение на входе в форм;
рм; потери при движении по длине формы рдл и давле
О 1 о

ние, необходимое для окончательного заполнения формы
рст (его величину определяют в центре крышки, когда
угловые пространства заполнены продуктом).
Продолжительность заполнения формы обычно из¬
вестно. Исходя из общей производительности техноло¬
гической линии, ее объем и геометрические размеры оп¬
ределяются назначением формуемого продукта. Поэтому
в качестве основной расчетной величины можно принять
полное давление, которое необходимо создать перед
формой для ее заполнения в заданный промежуток
зремени. Если давление превышает необходимое, то
продукт сжимается, плотность его увеличивается, что
приводит к увеличению массы дозы и появлению «оплоя»
(подобие «языков» сбоку дозы) при выходе дозы из
замыкающего звена. При недостаточном давлении масса
юзы получается меньше установленной.
Таким образом, полное оптимальное давление р (в
Та) [176] перед входом в форму составит:
Р = Рм + Рдл + Рст-	(VI	-40)
Составляющие общего давления вычисляют по зави-
пшостям:
рм == Л20°-4 d—°-86 ш°>56	;	(VI—40а)
Рдл = Cjldg * Цэфроти *0»	(VI 40б)
pCJK = D. \Qaw* .	(VI-40e)
В этих формулах А2, Сь D — эмпирические коэффициенты (их
начеиня приведены в табл. 62);
Таблица 62
Потери давления
Коэффи¬
циенты
Коэффициенты при форме сечеиия
дозаторов
квадрат
круг
прямо¬
угольник
!а сжатие
D
1,23 0О—100
0,9 0о+25О
0,7 0„
а*
21
0,008 00+14
53
1ри входе в дозатор
37,5
112
33
о длине
С1
1000
65 е„0'55
1900 d°'3
Примечание. Числовой множитель, входящий в коэффициент Ct, имеет
эзмериость для квадрата м--1, для круга м ® * * •Н~~® * ^5 ( дЛЯ прямоугольии-
а м~*’3, да имеет размерность	с0,56	м—0,9 t
319

I, da — длина дозатора н эквивалентный диаметр поперечной
сечения формы, равный диаметру круга или стороне квадратг
2 6,62
Для прямоугольного сечения d3 = ———— , где Ьх и Ь2 — длинь
сторон прямоугольника;
w — средняя скорость заполнения дозатора, м/с (выражаете
как скорость равномерного движения, т. е. w—1/х, где т — продец
жительность заполнения дозатора, с);
w* — w + 0,004 м/с — кинематический коэффициент, зависящи
от средней скорости движения продукта в дозаторе;
a=56 (Fn- 102)2’5+а* — геометрический коэффициент, завися
щий от площади сечения дозатора Fn (в м2), его формы и спе
цнфики заполнения углового пространства у диа, последнее отра
жается величиной а* (см. табл. 62).
Предельное напряжение сдвига и эффективная вяз
кость приведены в табл. 13, эффективную вязкость вы
числяют по формуле (II—44).
Поскольку при увеличении давления плотность фар
ша также увеличивается, то целесообразно корректирс
вать объем формы для найденных величин давления
плотности с тем, чтобы получать дозы постоянной мае
сы.
Пределы применимости уравнений (VI—40): по скс
рости от 0,001 до 0,1 м/с, по предельному напряженш
сдвига от 200 до 1000 Па; по площади сечения от 0,00
до 0,01 м2; по длине формы от 0,005 до 0,12 м. Таки:
образом, для расчета объемного дозатора необходим
знать структурно-механические свойства фарша и ег
плотность. Производительность задается технически;
заданием. Геометрическая форма и размер дозатор
определяют назначением и требованием к продукту. Эт
параметры позволяют с учетом гидравлического уравне
ния расхода рассчитать скорость заполнения форм!
дозатора. Оптимальное давление, необходимое для за
полнения формы на 100%, находят по уравнения
(VI—40).
Расчеты процесса неизотермического движения
пластично-вязких продуктов по трубопроводам
Это движение, связанное с нагреванием, имеет ка
вспомогательное, так и самостоятельное значение. Пе/
вый случай может реализоваться, когда за счет нагрев
у стенки трубы образуется пленка, играющая роль сма:
ки. Расчеты показывают, что общее нагревание продуi
320

та за 6—8 с пребывания в трубе составляет около 1°С,
когда поверхность трубы имеет температуру около 40—
50° С, т. е. выше температуры плавления жира. Второй
случай связан с нагреванием всей массы продукта, по¬
этому скорость его движения должна быть небольшой.
Во избежание «заклинивания» трубопровода при нагре¬
вании белковых денатурируемых систем температура не
должна быть выше температуры денатурации (35—
Для расчета скорости w (в м/с) движения колбасно¬
го фарша по трубе при нагревании его до заданной
температуры предложена формула [34]
tc — температура стенки трубы, К;
t0 — начальная температура фарша, К;
<оси — температура фарша на оси трубы на вы¬
ходе из нее, К;
I — длина трубы, м;
т — время пребывания фарша в трубе, с;
а — коэффициент температуропроводности, м2/с.
Формула (VI—41) справедлива при 0,2<доси<0,9
для диаметров от 0,02 до 0,07 м при отсутствии конвек¬
тивных токов в трубе.
Для вычисления коэффициента теплоотдачи а [в
Вт/(м2-К)] от трубы движущемуся фаршу [42] найдена
формула
При течении по трубам «степенной жидкости» приб¬
лиженное решение дифференциального уравнения теп¬
лопроводности [192, 209] дает расчетную зависимость
40° С).
д^с —— ^ОСИ
оси  	—безразмерная температура на оси трубы;
' ^11
с
(VI—42)
где Ре — ———критерий Пекле;
к— коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К).
ad
т
0,14
(VI—43)
И Зак. 1926
где

Мс — массовый расход, кг/с;
с—удельная теплоемкость продукта, Дж/(кг-К);
0о. 9ост — предельное напряжение	сдвига,	вычисленное	щ
температуре в центре потока и на стенке трубы с.
ответственно, Па (в некоторых формулах рекоме]
дуется брать отношение пластичностей, в других-
вязкостей);
п Мсс	п __	п D d
UZ =——— — критерий Гретца, причем	uz	—re — .
АI	*	4	1
Уравнение (VI—43) применимо для очень вязки
жидкостей при Gz>20 и п>0,1 при отсутствии конве]
тивных токов в трубе. При индексе течения в предела
от 0,2 до 0,3 оно приводится к виду
1	/	d	V/з
а = (1,88-г 2,00)— ( Ре — J ,	(VI-43,,
т. е. близкому уравнению (VI—42).
Для поршневого режима движения (п = 0, см. рис. 72
ad 8	4	.—
—- = —	1/Qz ,	(VI—4'
Если имеется искажение профиля скоростей вследс'
вие изменения вязкости жидкости с температурой (мг
ловязкие жидкости), решение задачи значительно у<
ложняется [192].

ГЛАВА VII
УСТРОЙСТВА ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ
ПЛАСТИЧНО-ВЯЗКИХ МЯСНЫХ И МОЛОЧНЫХ
ПРОДУКТОВ
НАСОСЫ
Комплексная механизация различных отраслей пи¬
щевой промышленности [37] немыслима без наличия
достаточно надежных и современных устройств для
межоперационной транспортировки продукта, нагнета¬
ния его в форму и т. п., причем перспективность таких
устройств непрерывного действия не вызывает сомнений
[129, 137].
Основное конструктивное отличие насосов для пере¬
качки пластично-вязких тел от насосов для вязких жид¬
костей объясняется наличием у первых предельного
напряжения сдвига. Оно может обусловливать сводо-
образование перед рабочим органом, что в свою очередь
является причиной уменьшения подачи продукта. Поэто¬
му питание должно быть принудительным либо продукт
через весьма широкое окно должен поступать непосред¬
ственно на рабочие органы насоса.
Основные типы насосов. На рис. 79, 80, 81 приведены
некоторые конструкции насосов, в которых используют
как принудительное всасывание с питателем, так и рас¬
ширенное место входа продукта на ротор. Часто вместо
этих двух способов или в дополнение к ним применяют
вакуумирование начала рабочей зоны насоса. Для
перекачки пластично-вязких тел, основными элементами
являются эксцентрический ротор с лопатками, винт, ку¬
лачок и пр., используя их в том или ином сочетании,
предложены различные конструкции насосов.
Одновинтовые насосы (рис. 79, а, б, в) имеют питаю¬
щий, транспортирующий и напорный шнеки. Раздели¬
тельный диск (см. рис. 79, а) или барабан (см. рис. 79, б)
препятствуют проворачиванию продукта вместе с напор¬
ным шнеком. У насоса, изображенного на рис. 79, а,
он имеет всего два витка и, следовательно, путь, прохо¬
димый продуктом в сжатом состоянии, небольшой.
И* 323

Рнс. 79. Принципиальные схемы винтовых насосов:
а — шнекового с вакуумной камерой: 1 — питающий шнек; 2— транспортир;
щий шнек; 3 — напорный шнек; 4 — замыкающий диск; 5 — привод к шнек
6 — шнековый насос: 1 — корпус; 2 — барабан с замыкающими пластина
3 ~ транспортирующая и 4 — напорная части шнека; в — шнековый с вакуу
рованием в тонком слое BAKOJI ВНИИМПа: 1 — корпус; 2 — транспортир;
щий шнек на полой трубке; 3 — нагнетательный шнек с отверстиями для
хода продукта; 4 — напорный трубопровод; 5 — вакуумлиния; г — насос с дв
винтовым вытеснителем:	1 — приводной клиноременный шкив; 2 — синхро
зирующие шестерни; 3 ~ хвостовик винтов; 4 — отбойные винты; 5 — пи
тельные шнеки; 6 — напорные винты; 7 — корпус; S — передняя крышка с
ническими подшипниками скольжения для вала винтов; 9 — напорная тру
10 — бункер для продукта.
В насосе конструкции ВНИИМПа (см. рис. 79, в) шн
имеет левую и правую навивку. При входе в горлови
продукт вакуумируется и перемещается от центра в j
во, затем входит в полую трубу шнека и перемещает

Рис. 80. Принципиальные схемы кулачковых насосов:
а — роторно-шиберный; 1 — корпус; 2— ротор; 3 — замыкающий шибер с ры¬
чагом; 4 — эластичное уплотнение с язычковыми губками; 6 — однокулачко¬
вый роторный: / — корпус; 2 — ротор с впадиной; 3 — ротор с напорным ку¬
лачком; в — кулачковый (роторно-поршневой): 1 — передняя крышка; 2 — кор¬
пус; 3 — корпус приводных валов; 4 — неподвижные оси; 5 — вращающиеся
поршни (кулачки); 6 — приводные валы к поршням.
к выходным отверстиям, второй раз вакуумируется и
напорным шнеком подается в нагнетательный трубопро¬
вод.
Двухвинтовые насосы (рис. 79, г) имеют подпорные
шнеки, давление нагнетания создается двумя находя¬
щимися в зацеплении винтами. Продукт перемещается
вдоль нарезки винта за счет вытеснения его из впадины
выступом соседнего винта. Таким образом, продукт как
бы течет между двумя выступами и проходит путь, рав¬
ный длине винтовой линии. Названные факторы вызы¬
вают интенсивное мятие и перетирание продукта. Обрат¬
ный перепуск возможен через зазор винт-статор, также
325

Рис. 81. Принципиальные ci
объемных насосов:
-питающий шнек; 3-
а — зксцентриково-лопастнон:
корпус; 2 — ротор; 3 — лопатки;
шланговый: / — гибкий шланг; 2 —
пус; 3 — ролики; в ~ шестеренный:
корпус; 2 — шестерни; г — поршн
поршень с кривошипно-шатунным
1 — бункер;
низмом; 4—приводное коническое секторное зубчатое колесо; 5 — к<
ская шестерня; 6 — шестерня с вращающейся гильзой; 7 — кривошипны
ханизм для опускания и подъема задвижки; 8— напорный трубощ
д — мембранный: / — корпус; 2 — мембрана; 3 — рабочая камера для ж
сти; 4 — всасывающий и нагнетательный шаровые клапаны; 5 — поршень
зун) с кривошипно-шатунным механизмом.

проходит усиленный износ поверхности винтовой нарезки
из-за распорных усилий между двумя винтами.
В ротационно-шиберном насосе (рис. 80, а) ротор
без каких-либо кулачков или пластин служит вытесни¬
телем. В наиболее удаленной части от оси вращения по¬
верхность ротора представляет собой круговой цилиндр,
соответствующий расточке рабочей камеры насоса. Рас¬
стояние между уплотнениями не превышает длины дуги
кругового цилиндра ротора. Уплотнения имеют язычко¬
вые губки, которые под действием давления нагнетания
плотно прижимаются к ротору. Зона нагнетания отделе¬
на от зоны всасывания качающимся шибером, имеющим
уплотнения при контакте с ротором и статором.
Однозубчатый насос (рис. 80, б) по принципу рабо¬
ты подобен шестеренчатым, отличается от них тем, что
за один оборот ротора защемленный объем в паре зуб—
впадина бывает один раз. Замыкающий ротор может
быть выполнен из твердой резины, что обеспечивает
большую герметичность.
Роторно-поршневой (кулачковый) насос (рис. 80, в)
состоит из корпуса, двух неподвижных осей и четырех
вращающихся поршней — полых цилиндров с двумя диа¬
метральными вырезами в четверть кольца каждый. Они
закреплены попарно на двух валах, установленных в
подшипниках качения и приводимых в движение через
пару зубчатых колес. Валы вращаются в разные стороны.
Поршни захватывают из бункера порции фарша и
перемещают их без изменения объема в камеру нагне¬
тания, перекрывая поочередно зазор между осями и
исключая тем самым возврат фарша в зону всасывания.
При переносе порции фарша давление в нем остается
неизменным и равным давлению в камере всасывания;
оно повышается только в камере нагнетания. Наличие
четырех поршней дало возможность увеличить загрузоч¬
ную горловину и исключить в значительной мере зави¬
сание фарша в бункере. Значительные поверхности
сопряжения вращающихся и неподвижных частей созда¬
ют достаточно герметичное разделение зон нагнетания
и всасывания, исключая обратный перепуск и перетира¬
ние фарша. Путь движения фарша небольшой — около
четверти окружности. Такая конструкция насоса не
снижает качества фарша при перекачке, дает возмож¬
ность создать высокие давления, необходимые для пере¬
327

качки фарша на большие расстояния. Испытания нас
на фарше вареных и копченых колбас (в том числе
шпиком) показали, что «мятие» и перетирание
практически отсутствуют. Такого типа насосы с успе;
используют для перекачки сметаны [28].
В эксцентриково-лопастных насосах (рис. 81,
объем рабочего пространства между двумя лопает:
при перемещении продукта из зоны всасывания в з
нагнетания меняется, что увеличивает локальные i
ления в переносимом объеме. Последнее создает п[
посылки для обратного перепуска продукта. Переп
тем легче, чем тоньше лопатка и больше зазор ме;
лопаткой и статором, который в процессе эксплуата
непрерывно увеличивается. Перепуск при повыше
давления может быть столь большим, что насос рг
тает «на себя». Таким образом, продукт интенсивно ш
тирается, что в ряде случаев вызывает ухудшение
чества. В потоке продукта в трубе возможны пустс
подача пульсирующая.
В шланговом насосе (рис. 81, б) в рабочей зоне г
дукт находится в эластичном шланге, из которого
выдавливается роликами. Они укреплены на вращ
щемся роторе. Переносимый объем продукта из з
всасывания в зону нагнетания остается неизменн
Шестеренчатые насосы (рис. 81, в) («Донба
«Франк-а-Матик», Московского мясокомбината и ,
применяют для перекачки продуктов с небольшими
личинами предельных напряжений сдвига. Продукт
зоны всасывания переносится в зону нагнетания в
ступах шестерен, вытесняясь из них, когда шесте
приходят в зацепление. При этом появляется ежг
продукта в защемленном объеме впадин, оно в 2—4
за превышает давление нагнетания, так как защемле
объема наступает перед полным вытеснением прод}
[111, 112]. Но тем не менее испытания шестеренча
насосов дали положительные результаты.
Насос работает хорошо на маловязких жидко*
при больших оборотах непосредственно от вала дв
теля; с увеличением вязкости жидкости частота врг
ния должна снижаться [112]. Для уменьшения вред]
действия защемленного объема предлагается фрез
вание разгрузочных канавок в боковых поверхно*
корпуса насоса. Канавки можно выполнять направ,
328

яыми в сторону нагнетания. Это позволяет разгрузить
эпорные подшипники и повысить долговечность зубча¬
того зацепления.
Шестеренчатый насос, разработанный в конструктор¬
ском бюро Московского мясокомбината, с большим мо¬
дулем (0,008 м) при высокой частоте вращения шесте¬
рен (960 об/мин) используют для перекачки фаршей без
шпика для вареных колбас. Производственные испыта¬
ния насоса показали значения общего к. п. д. в преде¬
лах 0,15—0,20.
Поршневой насос-шприц (рис. 81, а) для мясного
фарша [94] имеет корпус, шнековый питатель с загрузоч¬
ным бункером, сообщающийся с питателем цилиндр и
поршень, соединенный с приводом. Цилиндр выполнен
в виде поворотного барабана, на боковой поверхности
которого образованы окно для загрузки фарша и кана¬
лы для соединения загрузочной камеры цилиндра с
вакуумной системой. При перемещении поршня из край¬
него левого положения вправо полый цилиндр повора¬
чивается от секторного зубчатого колеса так, что поло¬
сти бункера и цилиндра совмещаются через загрузочное
окно и фарш засасывается в цилиндр. Одновременно
закрывается задвижка с помощью кривопишного меха¬
низма. В крайнем правом положении поршня процесс
всасывания заканчивается, приводное секторное зубча¬
тое колесо снова входит в зацепление с шестерней, ци¬
линдр поворачивается на 180° и перекрывает окно вса¬
сывания, а задвижка открывается. При дальнейшем
вращении приводное секторное зубчатое колесо снова
выходит из зацепления с шестерней и движение клапа¬
нов приостанавливается: всасывающее окно перекрыто,
а задвижка открыта. При продолжении движения порш¬
ня влево происходит процесс вытеснения фарша в фар-
шепровод.
Мембранные насосы (УДМ-4, OHM-2, ОНМ-4 и др.)
широко используют для перекачки вязких и «нежных»
молочных продуктов (например, сметаны, сливок, ке¬
фира, закваски и др.), а также для вакуумного откачи¬
вания молока из трубопроводов.
Мембранный насос (рис. 81, д) по принципу работы
подобен поршневому, с той разницей, что поршень от
перекачиваемого продукта отделен мембраной, изготов¬
ленной из пищевой резины. В результате колебания
329

мембраны, приводимой в движение через иоршен
кривошипно-шатунного механизма, в рабочей ка
вначале создается вакуум, а затем давление. При <
ветствующем ходе поршня осуществляются проц
всасывания и нагнетания. В некоторых конструкция:
сосов поршень не связан жестко с мембраной. М(
ними имеется буферная жидкость (например, маши
масло), через которую приводится в колебательное
жение сама мембрана. Достоинством насосов =
типа является отсутствие уплотнений и прямого кот
та рабочего органа с продуктом.
Основные требования к насосам для перекачки
стично-вязких продуктов сводятся к следующему.
Насос должен представлять собой отдельную
пактную машину с загрузкой продукта в бункер-нак
тель, откуда он поступает непосредственно на раб
органы. Место входа должно иметь достаточный раз
чтобы исключить зависание, «свободообразование»
дукта. Наличие питающих устройств — шнеков,
пастных колес и т. п. нежелательно в том случае, к
не допускается мятие и перетирание продукта. Сопр:
иия рабочих органов должны быть такими, чтобы г
не всасывания создавался вакуум.
Протяженность пути продукта от зоны всасыв;
до зоны нагнетания должна быть минимальной при
большой скорости перемещения и неизменном, но
чительном объеме, чтобы исключить мятие и разр;
ние структуры. В эксцентриково-лопастных нас
объем и давление в продукте изменяются вследс
изменения сечения рабочего пространства от зоны
сывания до зоны нагнетания; в винтовых насосах
движения примерно равен длине винтовой лини
шестеренчатых объем неизменен, путь движения неб
шой (0,5—0,75 длины окружности), но заполнение вы
пов частичное и вытеснение из них продукта неполнс
защемленном объеме возникают высокие давления.
Возврат продукта (обратный перепуск) в зону
сывания через зазоры под действием давления в :
нагнетания должен быть минимальным. При обрат
перепуске через узкие щели продукт подвергается
тенсивным механическим воздействиям, перетирае
Это вызывает механические изменения структ
вплоть до глубоких качественных перерождений и и
330

няет реологические и другие свойства продукта. Для
устранения возврата продукта площадь замыкания
должна быть возможно большей, а размер щели мини¬
мальным. Однако в ряде случаев перетирание продукта
в насосе, т. е. получение определенного гомогенизирую¬
щего эффекта, может быть желательно, например, при
изготовлении фарша для ливерных колбас, в процессе
приготовления смеси для творожно-сырковых масс и
Т. д.
Интенсивное механическое воздействие на продукт
рабочих органов вытеснителя ведет к разрушению струк¬
турной сетки, а также уменьшению вязкости и предель¬
ного напряжения сдвига. После выхода продукта из
насоса во время движения его по трубе (при гораздо
меньших напряжениях) структура восстанавливается,
а величины реологических свойств увеличиваются до
своего первоначального значения или более высокого.
Следовательно, поток по длине трубы будет неоднород¬
ным. При высоких скоростях движения продукта по
трубе (0,5—1,5 м/с) неоднородность не успевает проя¬
виться; при низких скоростях (около 0,01 м/с и меньше)
течение становится неустановившимся. Отсюда следует
важный практический вывод, что для получения равно¬
мерного движения с малой скоростью воздействующие
на продукт касательные напряжения в вытеснителе
должны быть меньше аналогичных в трубопроводе.
Исследование насосов и их основные характеристики.
В практике для испытаний различных насосов широко
применяют самопишущие приборы, что позволяет изме¬
рять точнее и в большем количестве переменные вели¬
чины, характеризующие работу установки [45, 154].
При испытании насосов на различных режимах ра¬
боты в общем случае измеряют геометрические разме¬
ры, массовый расход М(р, п) (в кг/с), давление на вы¬
ходе из насоса р (в Па), частоту вращения ротора
насоса п (об/мин), мощность на валу электродвигателя
в рабочем режиме (кВт) по ваттметру с учетом к. п. д.
двигателя при различной загрузке, мощность на валу
двигателя на холостом ходу (кВт) при той же частоте
вращения. Мощность, развиваемую в приводе к насосу
(редуктор, шестерни и пр.), измеряют отдельно при
снятых соединительных муфтах к рабочим органам; ее
вычитают из двух найденных выше и получают мощ¬
331

ность рабочего Np,x и холостого Nx,x ходов на валу нг
coca (во всех формулах имеются в виду именно эт
мощности).
Измеренные величины позволяют рассчитать следук
щие показатели: по геометрическим размерам — теор«
тическую производительность Мтеор; по мощности рабе
чего и холостого ходов — мощность на валу насос
N{p, п) в кВт; она используется на преодоление гад
равлических потерь в насосе, обеспечение обратног
перепуска и создание напора продукта на выходе и
насоса:
N (р, n) = tfPiX-tfx.x = tfr + tfK + JV;	(VII—1
По давлению и производительности определяют мон
ность, сообщаемую продукту N (в кВт), т. е. полезнуе
выходную мощность насоса,
рМ (р, п)
N = 10-е. м	,	(VII-
Роти
гдер0тн = р/рв — относительная плотность продукта, которая, о;
нако, должна иметь размерность кг/м3 для со*
ранения размерности в формуле; ее величин
близка к единице.
По полезной и затраченной мощности определяю
полный к. п. д. насоса К, который учитывает все потер
и характеризует степень совершенства машин:
K = -£—=KvKrK*.	(VII-
^р.х
Частные к. п. д. характеризуют соответствующи
стороны работы вытеснителя. Объемный к. п. д. К
учитывает обратный перепуск продукта, утечки и пр
М (р, п)
1VL теор
Гидравлический к. п. д. Кг учитывает потери давле
ния (Ар) на трение, местные сопротивления и течени
продукта внутри вытеснителя; эти потери трансформг
руются в тепловую энергию и их можно измерить п
перепаду температур до и после насоса:
Кт =	.	(VII—зе
Р + АР
332

Механический к. п. д. /См учитывает потери в сопря¬
женных деталях вытеснителя — в подшипниках, между
ротором и корпусом и пр.:
1М =	д	N (Р’ п).— , (vii—зв)
%х	Л^р.х	N(p,	4)+iVx.x
Иногда вводят понятие индикаторного к. п. д., /Синд=
= KvKv Следует отметить, что определение частных
к. п. д. довольно затруднительно. В практике испытания
насосов обычно ограничиваются отыскиванием общего
к. п. д. и его исследованием.
В соответствии с общими положениями, приведен¬
ными выше, были испытаны три типа насосов, приме¬
няемых в колбасном производстве:	эксцентриково-ло¬
пастной [121], двухвинтовой [32 ,134] и роторно-поршне¬
вой (кулачковый) [122]. Их схемы приведены на рис.
79, 80, 81.
Испытания эксцентриково-лопастного насоса были
проведены на Московском мясокомбинате при перекачке
фарша для русских сосисок [И21]. До испытаний насос
находился в эксплуатации около 3 мес. Радиальный
зазор между лопатками и статором составлял от 0,3
до 1 мм при средней величине 0,6 мм; боковые зазоры—
0,4—0,5 мм.
Теоретическую производительность Мтеор (в кг/с)
рассчитывают по геометрическим размерам:
рп . ап
AL-eot, = V =
теор 60 60
2я ( — — е ) — z8
2be = 1,76, (VII—4)
где р—плотность продукта, кг/м3;
V — объем рабочей камеры насоса, м3;
D — внутренний диаметр статора, м (£> = 0,258 м);
е—эксцентриситет, м (е=0,019 м);
z — число лопаток (2 = 8);
б—толщина лопатки, м (6 = 0,007 м);
b—ширина ротора (лопатки), м (6 = 0,124 м).
По действительному расходу, измеренному объемно¬
массовым методом, определяют среднюю скорость те¬
чения фарша по трубе. Графические зависимости р(1),
являясь прямыми по длине трубы, позволили экстрапо¬
лировать давления к выходному отверстию из насоса,
т. е. получить средние их значения на выходе из камеры
нагнетания.
333

М, м/с
N,KBm
1.5
1,25
1,2
1,0
0,75
0,5
0,31*
0,25
t,„	~,u	~,u	н<«	>"«■	0	2	1*рЖ5,0а
a	6
Рис. 82. Зависимость характеристик эксцентриково-лопастного на
coca от давления нагнетания:
а — расходно-напорные характеристики: 1 — массовый расход; 2 —- мощность
3 — величина обратного перепуска; б — коэффициенты полезного действия на
сосов: 1 — общего; 2 — индикаторного; 3 — объемного; 4 — гидравлического
5 — механического.
По экспериментальным данным, определены зависи
мости между массовым расходом, мощностью, развивае
мой при вытеснении фарша, и давлением на выходе и;
камеры нагнетания. С увеличением давления до некото
рого предельного, которое зависит от зазора межд;
лопаткой и корпусом, расход равен нулю: у исследован
ного насоса рПред = 5,96-105 Па, А^Пред= 1,825 кВт (рис
82). У того же насоса после смены лопаток (величин?
зазоров около 0,2 мм) рпред увеличилось до 12-105 Па
При р = 0 (1 — 0) расход достигает максимального
значения: Л40я*1,2 кг/с при минимальной мощност?
.А^о = 0,34 кВт (см. рис. 82). Фарш через зазоры практи
чески не просачивается, а мощность расходуется нг
преодоление внутренних сопротивлений и создание ско
рости истечения. Разница в значениях между теорети¬
ческим расходом Мхеор=1,76 кг/с и расходом М0 ирг
р — 0 дает представление о степени заполнения фаршей
334

межлопаточных пространств, которая у исследуемого
фаршенасоса составляет около 0,68. Кратность величин
М и М0 характеризует процентное соотношение «пере¬
пуска» фарша из зоны нагнетания в зону всасывания.
Полезную мощность, развиваемую насосом, вычисля¬
ли с учетом полученных экспериментальных данных по
уравнению (VII—2). Поскольку известна мощность на
валу насоса, общий к. п. д. рассчитывали по уравнению
(VII—3). Вычисление объемного и механического к. п. д.
также не представляет затруднений.
Анализ зависимостей экспериментальных данных по¬
казывает, что оптимальный диапазон давлений для
вытеснителя около 2,8-105 Па (рис. 82, б). При работе
с высокими давлениями общий к. п. д. снижается, вы¬
теснитель работает «на себя», что приводит к интенсив¬
ному перетиранию фарша и быстрому износу рабочих
органов, в первую очередь поверхности кулачок — ло¬
патка. Оптимальному давлению соответствует оптималь¬
ная производительность (около 0,95 кг/с). В таком ре¬
жиме фаршенасос может перекачивать фарш на расстоя¬
ние до 6 м. Максимальное значение общего к. п. д.
достигает 17,2%, а КШщ — 27,5%. Величина Kv зависит
от давления нагнетания и меняется от 68% при свобод¬
ном истечении фарша до 0 при давлении до 6-105 Па.
В области давлений 3,5 -105—6,0 -105 Кт изменяется не¬
значительно, при более низких давлениях его величина
резко понижается, стремясь к нулю.
Все характеристики зависят от степени износа рабо¬
чих органов фаршенасоса и меняются в процессе рабо¬
ты в весьма значительном интервале. Известно, что
«перепуск» внутри насоса прямо пропорционален кубу
зазора между ротором и корпусом и обратно пропор¬
ционален величине плоскости их сопряжения в первой
степени. Сопряжение лопаток эксцентриково-лопастных
насосов с корпусом осуществляется по небольшим по¬
верхностям при существенной величине зазора, что и
обусловливает неудовлетворительную работу в области
высоких давлений. Для оценки влияния на к. п. д. вели¬
чины зазоров предложен специальный критерий, кото¬
рый, однако, учитывает пульсацию и перепуски только
для ньютоновских жидкостей.
Перепуск фарша через зазоры сказывается на вели¬
чине его реологических свойств, которые были исслеДо-
336

Рис. 83. Зависимость изменения структурно-механических свойств
фарша от давления нагнетания, развиваемого насосами:
а — эксцентриково-лопастной; 6 — двухвинтовой; в — роторно-поршиевой; 1 —
предельное напряжение сдвига; 2 — пластическая вязкость; 3 — эффективная
вязкость при единичной скорости [по формуле (II—44)}; 4 — темп разрушения
структуры; / — однократное прохождение через насос; // — двукратное;
III — многократное.
ваны как функция этой величины для того же насоса
после смены лопаток (зазоры уменьшены до 0,2 мм).
С увеличением давления значения реологических свойств
возрастают, что может быть обусловлено механической
деструкцией тканей мяса. Следовательно, перетирание
и перепуск фарша обнаруживаются не только прямыми
измерениями по производительности, но и косвенны¬
ми— по изменению величины реологических свойств
(рис. 83).
Проведенные испытания показали весьма низкие
значения к. п. д. исследуемого насоса (15—20%), а так¬
же неудовлетворительную его работу. Оптимальный ре¬
жим работы насоса данного типоразмера: производи¬
тельность 0,7—1,0 кг/с, давление 2-105—4 • 105 Па,
частота вращения ротора 36 об/мин, тогда к. п. д.
0,15—0,17.
Испытания двухвинтового насоса были проведены в
лабораторных и производственных условиях [134]. Тео¬
ретическую производительность насоса Л4теор (в кг/с)
определили по его геометрическим размерам:
336

а
6
>ис. 84. Зависимость характеристик двухвинтового насоса от дав-
ения нагнетания и частоты вращения винтов:
— производительность; 6 — общий к. п. д.
Мтеор —
р/г
240
л (Dl-Dl)-Dl
= 3,9-10-з/г,
180
(VII—5)
где h — шаг винта, м (Л = 0,036 м);
Dн, DB — наружный и внутренний диаметры винта соответственно,
м (Ои = 0,125 и Ов = 0,075 м);
а — угол пересечения винтов, определяемый из выражения.
a D„ + D„
cos =	 .
2	2Dn
Основные показатели работы насоса при различной
астоте вращения винтов приведены на рис. 84 и в
'абл. 63. Измерение и расчет мощности и к. п. д выпол-
[ены по вышеприведенной методике. Полученные харак-
'еристики для двухвинтового фаршенасоса типичны для
юторных насосов.
Зависимость секундной производительности от дав-
шния и частоты вращения (рис. 84, а) представляет
юбой криволинейную поверхность, ее пересечение с
[лоскостью р—п выражает зависимость предельного
(явления от частоты вращения рПред, когда М = 0. На-
337

Таблица 61
Частота
вращения
винтов,
об/мин
Теорети¬
ческая
произво¬
дитель¬
ность, кг/с
Действитель¬
ная произво¬
дительность
при свободном
истечении,
кг/с
Максималь¬
ное значение
объемного,
к. п. д.
Мощность
холостого
хода, кВт
Мощность
свободном
течении
N (о, п)
кВт
390
1,52
0,72
0,475
0,31
1,40
600
2,34
1,10
0,470
0,58
2,20
950
3,70
1,72
0,465
1,20
3,45
1110
4,35
2,02
0,465
1,60
4,05
пример, при 1110 об/мин и давлении в камере нагнет
ния р=Рпред= 14" 105 Па вытеснитель практически нач
нает работать «на себя», т. е. весь фарш, захваченш
винтами, просачивается из камеры нагнетания в зо
всасывания через зазоры между рабочими органам
Предельному давлению соответствуют предельные зн
чения мощности (рис. 85, а).
При свободном истечении фарша производительное
вытеснителя имеет максимальную величину при мин
мальной мощности. Однако понятие «свободное исте1
ние» для этого насоса условно, поскольку торцевая кры:
ка с патрубком создает существенное сопротивление: рг
чет давления на конце винтов по мощности свободно
истечения (см. табл. 63) дает величину около 20-105 Г
для всех скоростей вращения. Эта величина давлен:
эффективная, она учитывает механическое трение, с
противление структуры фарша, обратный перепуск и г
В названном режиме объемный к. п. д. практически
изменяется (см. табл. 63). Низкое значение к. п.
объясняется наличием зазоров до 1 мм между винта!
и статором и между винтовыми поверхностями, так к;
винты приводятся в действие от двух сопряженш
шестерен. Большие зазоры обусловлены как сложноетл
изготовления рабочих поверхностей, так и быстрым :
износом. У торцевой крышки валы винтов помещены
конические подшипники скольжения, большие распо
ные усилия между винтами при вытеснении «защемле
ного» объема способствуют быстрой «выработке» по
шипников и, следовательно, износу винтов.
338

Рис. 85. Зависимость мощности, развиваемой на валу насоса (за
вычетом мощности холостого хода), от давления нагнетания и ча¬
стоты вращения ротора для:
а — двухвинтового насоса; 6 — роторно-поршневого насоса.
При увеличении частоты вращения при малых давле¬
ниях производительность растет быстрее, чем мощность
(см. рис. 84,а и 85, а). Когда давление приближается к
предельному значению, темп нарастания мощности опе¬
режает увеличение производительности, что влияет на
к. п. д. вытеснителя, который резко уменьшается, при¬
ближаясь к нулю (рис. 84, б).
Двухвинтовой насос имеет сравнительно высокую ча¬
стоту вращения винтов при максимальном к. п. д. Это
обусловлено тем, что теоретическая производительность
питательных шнеков в 7 раз выше, чем напорных вин¬
тов. В действительности до частоты вращения 800—•
900 об/мин производительность шнеков больше произ¬
водительности напорных винтов даже с учетом того, что
заполнение рабочего объема шнеков с увеличением ча¬
стоты вращения уменьшается. При частоте вращения
меньше 600 об/мин вследствие слишком большой произ¬
339

водительности шнеков по сравнению с производителг
ностью винтов происходит интенсивное мятие и перетг
рание фарша в зоне питательных шнеков; на это расхс
дуется значительная часть энергии, которая переходи
в основном в тепловую. По сравнению с другими типам
фаршенасосов у винтового более длинный путь проход
дения фарша от захвата до камеры нагнетания и бол!
ший «перепуск» продукта из камеры нагнетания в зон
всасывания через зазоры рабочих органов. Это являе!
ся причиной резкого изменения структурно-механичс
ских свойств фарша в процессе перекачивания (си
рис. 83).
Повышение давления в нагнетательной линии сопрс
вождается мятием и перетиранием фарша. Эти проце*
сы ведут к расщеплению и «размочаливанию» волоко
и частиц и возрастанию числовых значений структурнс
механических свойств. Более продолжительное и интег
сивное механическое, а следовательно, и тепловое во:
действие на фарш приводит к глубоким изменениям ег
структуры, при этом темп разрушения структуры увел!
чивается, а реологические свойства фарша уменьшаютс
(см. рис. 83). В данном случае критическим являете
давление 8-105 Па на выходе из насоса, при превышени
которого процессы ослабления прочности структуры стг
новятся преобладающими. При испытании других нас(
сов таких глубоких изменений структуры обнаружен
не было.
Реологические исследования показывают, что насс
обладает определенным гомогенизирующим эффекте!
Таким образом, проведенные испытания показал
низкое значение к. п. д. двухвинтового насоса (до 14е
в оптимальном режиме). В процессе работы он инте!
сивно мнет и перетирает фарш, изменяя тем самым ег
структуру и реологические свойства. В определенно
мере целесообразно использовать насос для перекачк
продуктов, которые требуется перетирать или пласт]
фицировать. Оптимальный режим работы насоса данног
типоразмера: производительность 1,3—1,6 кг/с, давлен*
5• 105—8• 105 Па, частота вращения 800—950 об/ми
к. п. д. 0,12—0,14.
Интересные исследования двухвинтового шприг
В-101, разработанного Ленинградским мясокомбинате!
провели на Первом колбасном заводе [32] с целью опр
340

деления оптимальных конструктивных и технологиче¬
ских параметров шприца и разработки практических
конструкторско-технологических рекомендаций.
Рабочие органы шприца — два составных шнека диа¬
метром 0,074 м и длиной рабочей части 6Д — находятся
во взаимном несиловом зацеплении. В движение их
приводит асинхронный электродвигатель через цепной
вариатор, клиноременную передачу и синхронизирую¬
щие шестерни. Частоту вращения шнеков изменяли от
300 до 900 об/мин. Конструктивно шнеки состоят из двух
зон — питающей и дозирующей, это позволяет изменять
шаг и число заходов отдельно каждой из зон.
Методика исследования принципиально не отличает¬
ся от описанной выше. По величине вязкости, измерен¬
ной на вискозиметре «Реотест», все виды фарша (13
наименований) были разделены на три группы:	пер¬
вая — фарш для колбас молочной, столовой, докторской,
отдельной, говяжьей, чайной, русской и любительской;
вторая — для закусочной и телячьей; третья — для тал¬
линской, ростовской и сервелата. Исследовали один вид
фарша из каждой группы: из первой — для молочной
колбасы, из второй — для закусочной, из третьей — для
сервелата.
Из рис. 86 видно, что с увеличением давления на
выходе производительность шнеков уменьшается: чем
больше шаг шнеков, тем они более чувствительны к из¬
менению давления. При открытом выходе из машины
(р = 0) максимальную производительность обеспечивают
шнеки с шагом 0,064 м.
С возрастанием давления на входе в насадку расход
фарша через нее увеличивается. При неизменном давле¬
нии чем больше диаметр выходной насадки (меньше
коэффициент сопротивления), тем больше расход фарша
через насадку. В данных исследованиях расход макси¬
мален при диаметре выходной насадки 0,038 м (см. рис.
86).
Очевидно, что каждой выходной насадке соответст¬
вуют некоторые оптимальные геометрические размеры
шнека, обеспечивающие максимальную производитель¬
ность. При совмещении расходно-напорных характери¬
стик шнеков и выходных насадок в местах их пересече¬
ния определяют рабочие точки шприца: Л, В, С, D (см.
рис. 86). При выходной насадке диаметром 0,038 м
341

1,8
1,2
0,8
0,it
м
г
7 v
с
4
s
V/
Г5"
\
-в
2
4
'6
8 р
W*,
Па
1,2
0,8
9A
О
\
V, \
\1
\
\2
к
!\
к
\\
\'
К
\
\
—ь
\
\
Л
Рис. 86. Расходно-напорные
характеристики с шагом:
■1 — 0,064 м; 2 — 0,048; 3 — 0,036; 4 —
0,024 м и диаметром выходных на¬
садков:	5 — 0,038;	6 — 0,022;	7 —
0,0(6; 8 — 0,010 м.
2	0	Sp-10,
Расходно-напорные
Рис. 87.
характеристики однозаходных 1
и двухзаходных 2 шнеков с ша¬
гом 0,048 м при перекачке фар¬
ша закусочной (сплошные ли¬
нии) и молочной (пунктирные
линии) колбас	|	|
точка А будет определять режим работы шнека с ша¬
гом 0,064 м, В —0,048 м, С —0,036 м и D — 0,024 м.
Шнек с шагом 0,064 м обеспечит наибольшую произво¬
дительность.
С увеличением частоты вращения шнека и сопро¬
тивления выходной насадки возрастает потребляемая
мощность. Эта мощность зависит от вязкости, понижа¬
ясь с уменьшением последней.
Производительность шприца возрастает с увеличени¬
ем частоты вращения шнеков, причем это возрастание
тем больше, чем меньше сопротивление выходной на¬
садки. Одновременно можно сделать вывод, что вязкость
фарша практически не влияет на производительность
шприца при отсутствии сводообразования и заполнения
рабочего объема шнека без пустот.
Однако чем больше вязкость фарша, тем выше дав¬
ление в выходной насадке и, следовательно, тем больше
затрачиваемая мощность. Это подтверждается графика¬
ми, изображенными на рис. 87, где кривая 1 соответст¬
вует кривой 2 на рис. 86. Из рис. 87 видно также, что
двухзаходные шнеки при прочих равных условиях более
чувствительны к изменению давления на выходе из
шприца. Это можно объяснить увеличением общей пло¬
щади боковых зазоров в зацеплении нагнетающих двух¬
заходных шнеков, что приводит к возрастанию обратно¬
342

го потока. Кроме того, если число заходов шнека увели¬
чивается, то возрастает общая площадь соприкосновения
фарша с его лопастями. За счет этого увеличивается
энергия, затрачиваемая на трение между лопастями и
фаршем, и, как следствие, фарш перетирается, его ка¬
чество снижается, а коэффициент полезного действия
шнека уменьшается.
В результате исследований экспериментально уста¬
новлена связь между геометрическими, силовыми пара¬
метрами, режимом работы двухшнекового шприца и
реологическими свойствами перерабатываемого фарша.
Рекомендуются следующие оптимальные конструк¬
тивные и технологические параметры работы двухшне¬
кового шприца: шнек однозаходный с шагом 0,064 м и
диаметром 0,074 м; частота вращения шнеков 600—
700 об/мин, давление формования (3-f-4)10~5 Па (для
фарша первой и второй групп), (5-р7)10-5 Па (для фар¬
ша третьей группы).
Роторно-поршневой насос испытывали на Москов¬
ском мясокомбинате [122]. Графо-аналитической обра¬
боткой экспериментальных данных были получены ос¬
новные зависимости работы роторно-поршневого фарше-
насоса, развернутые в пространственных координатах
по давлению и частоте вращения по аналогии с графи¬
ком, изображенным на рис. 84. На рис. 88, а представ¬
лена расходная характеристика, которая описывается
уравнением
(р-10—в)2 + {М — 0,023и + I)2 = (0,038п+ I)2. (VII—6)
Линиями	2'—2" и т. д. выражают зависи¬
мость М(р) при постоянной частоте вращения, пересе¬
кающие их кривые дают зависимость М{п) при посто¬
янном давлении на выходе из камеры нагнетания. Кри¬
вая М(п) при давлении равном нулю, получена при
свободном истечении фарша из насоса. Для этого слу¬
чая уравнение (VII—6) приводится к виду
М0 = 0,061 я.	(VII—6а)
При свободном истечении обратный перепуск фарша
практически отсутствует, полезная энергия расходуется
на создание скорости истечения, преодоление внутренних
сопротивлений структуры фарша и внешнего трения
между фаршем и корпусом. Таким образом, экспери-
343

Рис. 88. Зависимость характеристик роторно-поршневого насоса от
давления нагнетания и частоты вращения роторов:
а — производительности; 6 — общего к. п. д.

ментальная линия 1'—7' приближается к зависимости
-Мтеор(га)- Мтеор (в кг/с)—теоретическая производитель¬
ность, которая, исходя из геометрических соображений,
равна произведению объема между коаксиальными ци¬
линдрами на частоту вращения п (в об/мин) и плот¬
ность р (в кг/м3):
где Da —наружный диаметр поршня, м (Du = 0,2 м);
Do—диаметр оси, м (Оо^0,11 м);
■ Ь — ширина поршня, м (6 = 0,2 м);
р—плотность фарша, кг/м3 (р = 1 ООО кг/м3).
Разность Мтеор—М0 = 0,012 п при постоянной частоте
вращения характеризует степень заполнения рабочих
полостей насоса. С увеличением частоты вращения сте¬
пень заполнения уменьшается, так как образующийся
после прохождения поршня свод фарша не успевает
оседать и целиком заполнять рабочую полость между
поршнями. При давлении, равном нулю, т. е. при свобод¬
ном истечении, коэффициент заполнения, исходя из за¬
висимостей (VII—6а) и (VII—7) будет определяться
соотношением
т. е. не зависит от частоты вращения. Прямая по уравне¬
нию (VII—6а) аппроксимирует действительную кривую
Г—7' на рис. 88, а, давая завышенный на 2% результат
при п = 60. При 80—100 об/мин и более аппроксимация
кривой Г—7' неверна, так как в этой области зависи¬
мость М0(п) криволинейна. Полученная максимальная
ошибка 2% для исследованной области частоты враще¬
ния не имеет сколько-нибудь существенного значения, в
то время как аппроксимация значительно упрощает рас¬
четные зависимости.
При увеличении давления производительность пони¬
жается, стремясь к нулю. При М = 0 в камере нагнета¬
ния создаются предельные давления /?пред- С увеличе¬
нием частоты вращения возрастает рпРед (см. рис. 88, а,
кривая 0—1"—7”)\ эта зависимость описывается урав¬
нениями при М = 0 и р = /?пред-
■^-я6(^-^)= 0,073*,	(VII	7)
м,
к =
Рпред = 3,02-104 уп (я+134).
(VII—8)
345

Мощностную характеристику N (р, га) снимали одно¬
временно с расходной и вычисляли но выражению
(VII—1). Зависимость развиваемой мощности от дав¬
ления и частоты вращения показана на рис. 85, б.
В общем случае мощность на холостом ходу зависит
от р и га. Однако получить зависимость Мх.х(р) невоз¬
можно, поэтому для всех расчетов выведена зависимость
•Vx.x(rc), которая имеет S-образный характер, интенсив¬
но увеличиваясь при га = 0-М5 и «>55:
п, об/мин	5	10	16	24	30	39	50	60
Nxx, кВт	1,05	1,33	1,53 1,65 1,74 1,93 2,19	2,53
Для достижения наибольшего значения механическо¬
го к. п. д. не следует выходить за пределы 20<«<55.
При работе насоса «на себя», т. е. при закрытом кра¬
не на напорном трубопроводе, он развивает предель¬
ную мощность А/пред (в кВт), которая выражается зави¬
симостью, справедливой при /7пред^26,4• 105:
26,4
(VII—9)
При сравнении мощностных характеристик для двух¬
винтового (см. рис. 85, а) и роторно-поршневого (см.
рис. 85, б) насосов установлено некоторое различие
между ними при давлении, равном нулю, т. е. при сво¬
бодном истечении. Для этого случая у двухвинтового
насоса мощность сильно возрастает при увеличении
частоты вращения, что обусловлено значительными со¬
противлениями при выходе из зоны нагнетания в напор¬
ный трубопровод. У роторно-поршневого насоса эти
сопротивления невелики, поэтому мощность с увеличе¬
нием частоты вращения повышается незначительно (см.
рис. 85, б подъем линии 0—1'—...—7' практически неза¬
метен). На схемах, изображенных на рис. 79, г и 80, в,
отчетливо видна разница в конструкциях входовых со¬
противлений.
В совокупности расходная и мощностная характери¬
стики позволяют с учетом мощности холостого хода
рассчитать и построить зависимость К(р, га) (см. рис.
88, б). Коэффициент подачи автоматически учитывается
объемным к. п. д. Здесь не выделены отдельно состав¬
ляющие общего к. п. д., так как в итоге именно он
является основным для технических расчетов. Наиболь¬
346

шее значение общего к. п. д. исследованного фаршена-
соса 0,32—0,33. При р = 0 и р=рпред общий к. п. д. равен
нулю, предельная кривая 0—1"—2"—7" описывается
уравнением (VII—8). Как видно из рис. 88, б, рацио¬
нальная область работы насоса ограничивается значе¬
ниями:
р = (4	14)	105 Па, п = 35 — 60 об/мин,
хотя увеличение р до (20-f-22) 105 дает значения общего
к. п. д., примерно равные к. п. д. эксцентриково-лопаст¬
ного насоса в оптимальном режиме работы. Криволи¬
нейная поверхность К(р, п) описывается зависимостью
К = 0,156 + 0,17 cos [7,5 (р-10-5 — 9)] -0,4-К)-7 (р-К)-8)2 X
X | п — (47 + 0,0135 | р-10-5 — 16 |») p. (VII—Ю)*
Анализ уравнения (VII—10) позволяет найти опти¬
мальные параметры работы фаршенасоса. Необходимое
давление на выходе зависит от диаметра и длины тру¬
бопровода, расхода и реологических свойств фарша.
Для вычисленного по этим показателям давления мож¬
но найти оптимальную частоту вращения п0Пт (в об/мин)
при экстремальном значении общего к. п. д., т. е.
^- = 0.
дп
Дифференцирование и решение уравнения (VII—10)
относительно п дает расчетную формулу
иопт = 47 +0,0135 | р-10-5 — 16 ( з.	(VII—11)
Полную мощность, развиваемую на валу фаршена¬
соса, можно определить по зависимости (VII—3) с
учетом уравнения (VII—2):
рМ (р, п)
Ю6Ротн К
А'р.х = ~Чг,	(VII—12)
где р, М (р, и), К — определяют по графикам или соответст¬
вующим аналитическим зависимостям.
При этом для транспортировки фарша желательно
выбирать оптимальный диаметр фаршепровода.
* Прямые скобки показывают, что числа берут по абсолютному зна¬
чению; косинус определяют по числу в квадратной скобке в граду¬
сах.
347

Все полученные аналитические зависимости для мощ¬
ности и общего к. п. д. справедливы в области р=(3±
±22) 105 Па, а если 30, то при 0,85 рпред- Общая
ошибка аналитических зависимостей не превосходит
±15%, ошибки экспериментов укладываются в ±8%.
Оптимальные параметры работы насоса данного типо¬
размера: общий к. п. д. 0,32—0,33; производительность
2,3—3,5 кг/с при частоте вращения соответственно 40—
60 об/мин; давление (7±12)105 Па; мощность на валу
насоса до 11 кВт. Эти характеристики получены для на¬
соса, размеры которого приведены в пояснении к зави¬
симости (VII—7). Испытания насоса с другими рабочи¬
ми размерами показали аналогичные результаты по
оптимальной зоне давлений, величинам к. п. д., частоте
вращения; производительность, естественно, была иной,
и величина ее удовлетворительно определяется по урав¬
нению (VII—7) с учетом коэффициента подачи.
Одновременно с основными испытаниями проводили реологиче¬
ские исследования фарша, взятого на выходе из насоса при раз¬
личном давлении нагнетания (см. рис. 83). Величины свойств
начинают изменяться при давлении около 10-105 Па и выше, т. е.
в области за оптимальным режимом, где к. п. д. начинает умень¬
шаться (см. рис. 88,6). Уменьшение к. п. д. как отмечено, в част¬
ности, связано с обратным перепуском, увеличение величин рео¬
логических свойств — с перетиранием фарша. Поскольку области
перегиба кривых на этих двух графиках совпадают, то показатель
изменения величин свойств может служить важной и даже апри¬
орной характеристикой работы насоса. Из графика изменения чис¬
ловых значений свойств (см. рис. 83) видно также, что насос не
мнет и не перетирает фарша включительно до области оптималь¬
ных режимов и поэтому может быть использован для перекачки
фарша со шпиком для вареных колбас.
Органолептическая оценка этих видов фарша после перекачки
подтвердила сделанные заключения.
При испытании установки насос — труба получили количест¬
венные данные о внутреннем массопереносе компонентов фарша.
В табл. 64 приведены результаты химического анализа проб фар¬
ша, взятого на различных расстояниях от насоса и в различных
местах поперечного сечения после того, как установка проработа¬
ла 1 ч. Из таблицы видно, что содержание жира в' пристенном
слое наибольшее, белка — наименьшее.
С увеличением длины тпубы «расслаивание» увеличивается.
На качестве продукта это существенно не отражается, так как
толщина пристенного слоя (около 3 мм) составляет примерно
10% всего живого сечения потока. Эти исследования подтвержда¬
ют высказанные выше соображения об отложении жира на внут¬
ренней поверхности трубы, на поверхности ротора вискозимет¬
ра и пр.
348

Таблица 64
Средняя
скорость,
м/с
Содержание, %
Место отбора проб фарша
влаги
жира
белка
золы
Бункер
_
67,84
18,20
11,54
2,42
Ядро потока—8,35 м от насоса
0,49
67,80
17,90
11,90
2,40
Ядро потока—19,1 м от насоса
0,30
67,52
17,40
12,68
2,40
Пристенный слой—19,1 м от на¬
соса
0,30
67,49.
19,30
10,78
2,43
Промежуточный слой—19,1 м от
насоса
0,30
68,33
17,70
11,51
2,46
Таким образом, испытания показали, что роторно¬
поршневой насос имеет ряд конструктивных преиму¬
ществ, которые обеспечивают неизменность числовых
значений реологических свойств фарша при сравнитель¬
но высоком давлении нагнетания и наиболее высокий
к. п. д. по сравнению с другими фаршенасосами. Резуль¬
таты испытаний и полученные по ним аналитические
зависимости выявили взаимосвязь основных параметров,
характеризующих работу насоса, и позволили установить
оптимальные режимы его работы. В табл. 65 приведены
характеристики некоторых насосов, которые при их рас¬
чете и проектировании можно принять за основные.
Исследование пульсаций давлений на выходе из на-
Таблица 65
Оптимальный режим
Фаршенасос
Наиболь¬
шее дав¬
ление, Па
давление,
Па
общий
к. п. д.
частота
вращения,
об/мин
Эксцентриково-лопастной
15-108
5 - Ю5
0,15
40
Двухвинтовой
20-108
6-106
0,12
800
Роторно-поршневой (кулачко¬
вый)
30-108
10.108
0,26
60
Шестеренчатый
20-108
8-108
0,15
20
Примечание. У насосов различных типоразмеров значения параметров
могут отличаться от приведенных до ±50% в зависимости от степени износа и точв
ности подгонки сопряженных деталей. Наиболее вероятны отклонения по величинам
давлений и к. п. д. в сторону уменьшения.
349

р-Ю'5,Па
II
л
Ъг
т
о г a s s S', см
а
V
Я
10 of
I
10оБ-
Щ(ф
rite
N
1с
0,63с
IVS
IV
А
IF
Б
ГJy
В
Рис. 89. График:
а — тарировки месдоз; 6, в, г — осциллограммы работы насосов; б — эксцен
риково-лопастной насос (36 об/мин): месдозы установлены на расстоянии ■
насоса: / — 0,3 м; // — 2,55; /// — 2,68; IV— 3,33 м; общая длина трубопр
вода: А — 12,15 м; 5 — 9,45;	5 — 8,05 м; в — двухвинтовой насос: месдоз
установлены на расстоянии от насоса IV — 0,3 м; I — 3,0 м; частота вращен!
винтов; А — 393 об/мин; 5 — 600; 5 — 950 об/мин; г — роторно-поршневой н
сое; месдозы установлены на расстоянии от насоса: IV— 0,3; / — 3,0; часто-
вращения роторов: А — 16 об/мин; 5 — 32; 5—39 об/мнн. (Римскими цифрал
обозначены номера месдоз; одинаковыми цифрами на осциллограммах об
зкачены кривая записи давления и базисная линия).
гнетательных камер насосов [53] было предпринято
связи с тем, что в ряде случаев необходимо иметь pai
номерную подачу продукта.
Пульсацию давлений оказалось возможным изучт
благодаря применению тензометрических датчиков да]
ления с записью сигнала на ленте осциллографа. Иссл<
дования проводили для трех типов насосов в различны
режимах работы. Типичные осциллограммы запис
давлений для каждого насоса показаны на рис. 89, та
же приведен график тарировки соответствующих месдс
350

(обозначены римскими цифрами). На осциллограммах
рисунка выделены области, соответствующие одному или
десяти оборотам ротора.
Для эксцентриково-лопастного насоса в выделенной
области ясно различимы пульсации от каждой лопа¬
сти, причем для любой месдозы линии пульсации подоб¬
ны. Величины пульсаций обусловлены размером зазора
между лопаткой и статором:	чем	меньше	зазор, тем
больше пульсация. Через каждый оборот ротора карти¬
на повторяется. По длине трубы амплитуда пульсаций
уменьшается, например по осциллограмме А (рис. 89, б)
наибольшие величины амплитуд пульсации показаны в
табл. 66. На исследованном участке трубы пульсации
Таблица 66
Величины показателей
для месдоз
Показатели
I
И
1И
IV
Отклонение зайчика, см
наибольшее
6,00
3,85
3,80
3,80
наименьшее
5,00
3,40
3,40
3,40
Величина давлений р -10 б, Па
наибольшая
4,80
3,90
3,60
3,05
наименьшая
4,00
3,45
3,25
2,75
Величина пульсации р - Ю 3, Па
0,80
0,45
0,35
0,30
Расстояние месдозы от насоса, м
0,30
2,55
2,68
3,33
давления аппроксимируются прямой, хотя вполне веро-
ятно, что на конце трубы не доходят до нуля.
По осциллограммам подсчитана скорость распрост¬
ранения волны сжатия — около 50 м/с. Ее рассчитыва¬
ли по времени запаздывания соответствующего пика
давления у следующей месдозы. Одна и та же волна на
осциллограмме А соединена пунктирной линией между
датчиками / и //. Величина амплитуды пульсации свя¬
зана также с давлением в начале трубы: чем больше
давление (общая длина трубы), тем больше амплитуда,
что видно из сравнения осциллограмм А, Б, В.
Для двухвинтового насоса на осциллограмме давле¬
ния на один оборот имеется одна пульсация давления.
Величины пульсаций незначительны — около 5%, но не
превышают 10%. Из осциллограммы видно, что насос
351

работает стабильно, но отдельные пульсации не тот
повторяют друг друга, и средняя линия давления не я
ляется прямой.
Роторно-поршневой насос обеспечивает устойчив^
во времени подачу на всех по частоте вращения режим;
работы. На один оборот насос выдает четыре дозы — ;
числу поршней, что напоминает подачу поршневого н
coca. Месдозы в начале и конце трубы дают подобш
кривые, волна сжатия (пунктирная линия на осцилл
грамме В) распространяется со скоростью пример;
50 м/с, и пульсации по длине трубы затухают. С увел
чением частоты вращения длительность цикла сокращ
ется, а пульсации уменьшаются. Наиболее равномерн;
подача, как видно из рис. 89, г, наблюдается п]
32 об/мин. В остальном осциллограммы принципиалы
не отличаются от полученных для других насосов.
Таким образом, величина и характер пульсаций опр
деляют выбор типа насоса в зависимости от вида пер
качиваемого продукта и сущности технологическо
процесса, осуществляемого насосом; транспортировк
дозирование, шприцевание и т. д.
УСТРОЙСТВА ДЛЯ ПНЕВМОГИДРОТРАНСПОРТИРОВКИ
ПРОДУКТОВ
При проектировании систем пневмогидротранспор
ных трубопроводов предусматривают следующее: уст
новку индивидуальных трубопроводов для каждого в
да транспортируемого материала и блоутанков верт
кальной конструкции с расчетом их на прочность к,
сосудов, работающих под давлением; расширение н
менклатуры продуктов, транспортируемых методом н
порного пневмогидротранспорта; разработку прибор
для измерения и записи давления в процессе движен:
продуктов; исключение подводки электрического тока
счет внедрения автоматики на пневматическом привог
создание испытательного стенда для исследования пр
цесса пневмогидротранспортировки продуктов первичд
переработки скота; разработку методики расчета пне
могидротранспорта на основе экспериментальных да
ных, полученных на испытательном стенде р36].
На Дзержинском мясокомбинате успешно действу;
шесть передувных линий, на Горьковском — четыре. I
352

этим линиям транспортируют на расстояние до 250 м в
зависимости от назначения, расположения цехов и от¬
делений, мездровый жир, техническую и пищевую кровь,
кишечный полуфабрикат, жир-сырец (табл. 67). На
Таблица 67
Транспортируемый
продукт
Диаметр трубопрово¬
да.
Давление воздуха
гблоутанке р-10 5,
Па
Степень ра.бавления
продукта водой, %
Вместимость блоу¬
танка, м3
Высота подъема, м
Общая длина трубы,
м
Потери давления на
единицу длины трубы,
Па/м
Технические отходы
0,15—
0,20
3,0—
4,0
10—15
0,5—
1,0
10
250
1200
Жир мездровый
0,10
2,5—
3,0
—■
0,1—
0,2
10
50
4000
Кровь
пищевая
0,04
0,4—
1,0
—
0,05
3
120
900
техническая
0,06
1,5—
1,7
—
1,0—
1,5
10
60
1100
Шквара
0,07
2,0—
3,5
—
0,1 —
0,15
10
100
2600
Кишечные комплекты
(свиные и бараньи)
0,13—
0,15
2,0—
2,5
10
0,1—
0,15
'
50
5000
Каныга
0,15
1,5—
2,5
20
1,0—
2,5
10
60
2600
Кишечный полуфабри¬
кат
0,10—
0,13
1,0—
1,5
20
0,1 —
0,15
2000
основе эксплуатации этих линий в течение последних
лет и исследований на экспериментальном стенде опреде¬
лены ориентировочные конструктивные и рабочие пара¬
метры транспортных установок для перемещения про¬
дуктов первичной переработки скота (см. табл. 67) [36].
Один из основных параметров работы установок —
величина давления — зависит от диаметра трубопрово¬
да, числа отводов горизонтального и вертикального
направлений, вместимости блоутанка, расстояния тран¬
спортировки. В процессе эксплуатации давление легко
корректировать: его верхний предел соответствует тече¬
нию продукта по трубопроводу без кавитации и истече¬
нию в конце трубы без значительных хлопков и выбро¬
сов из приемной емкости; нижний предел должен быть
12 Зак. 1926
353

больше суммы потерь давления в месте входа продукт
из блоутанка в трубу и потерь на транспортировку дл
исключения «завала» линии. За процессом передувк
следят по манометру: давление в блоутанке линейн
увеличивается до рабочего и в процессе транспортиро!
ки остается практически постоянным, по окончании neps
дувки оно резко падает до (0,3^-0,2) 105 Па в зависимс
сти от диаметра и длины трубопровода.
Для ориентировочных расчетов потерь давлени
Ар (в Па) можно применять формулу
&р = k (pit + pgh),	(VII—И
где k—коэффициент запаса; k= 1,14-1,3 (прн меньшем знач(
нии диаметра и большом числе местных сопротивлеии
до 1,5—1,9);
Pi — потери давления на единицу длины прямой труб!
Па/м (табл. 67);
I — длина трубопровода, м;
р — объемная масса перемещаемого продукта, кг/м®;
g — ускорение силы тяжести (g=9,8 м/с2);
h — высота подъема продукта, м.
Основные конструктивные части пневмогидротраг
спортных линий — передувочные блоутанки и рабочи
транспортные трубопроводы. Пневматические блоутанк
служат для введения продукта в трубопровод и обеспе
чения давления воздуха, необходимого для перемещени
продукта по трубопроводу. При этом для передувки все
продуктов наиболее надежными оказались вертикальны
блоутанки с коническими днищами. Их емкость состаь
ляла от 0,06 до 1,5 м3 и определялась производителг
ностью соответствующего технологического участка, т. <
количеством продукта, который перемещается за оди
рабочий цикл. Непосредственно в процессе передувк
сжатый воздух через водяную подушку двигает вперед
себя «материальный поршень», состоящий из продукт
и воды. Его длина зависит от вместимости блоутанка
диаметра транспортного трубопровода. Чем больш
вместимость блоутанка и, следовательно, объем загруг
ки, тем больше длина поршня и рабочее давление, необ
ходимое на преодоление сил инерции, трения и местны
сопротивлений. Скорость движения материальног
поршня составляет 0,8—1,2 м/с.
Схема движения материального поршня показана н
рис. 90, а. Если продукт попадает в закрытый резервуар
должны быть предусмотрены устройства для отвод
354

Рис. 90. Принципиальные схе¬
мы устройств для транспорти¬
ровки продуктов гравитацион¬
ным и пневмогидравлическим
способами:
а — движения «материального пор¬
шня»:	/	—	загрузочная горловина;
2 — трубопровод; 3 — «материаль¬
ный поршень»; 4 —аппарат; 5 —
устройство для ликвидации пнев¬
матического удара; б — блоутанк:
1 — пневмоцилипдр; 2 — приемная
воронка; 3 — запорный конус; 4 —
фланец; 5 —воздушный кран; 6 —
штуцер ввода воздуха; 7 — съемная
крышка; 8 — корпус; 9 — загрузоч¬
ная горловина; /О — трубопровод.
12*

избытка воздуха. Если резервуар открытый, то необх
димо установить ловушки, которые бы предотвращал
выброс продукта из него.
Для исключения дополнительных операций, выпо,
няемых вручную, воздух из пневматической системы п
дают через кран в блоутанк и одновременно под по
шень пневмоцилиндра с запорным конусом (рис. 90, б
На блоутанке установлены приборы контроля и безопа
ности: манометр и предохранительный клапан, отрегул]
рованный на давление, превышающее рабочее на (0,4-
-4-0,5) 105 Па. С целью обеспечения вертикальной пото
ности и сокращения ручных операций при загруз!
сырья в аппарат блоутанки монтировали ниже источш
ка сырья.
Трубопровод — основная часть пневмогидротра]
спортной системы; его диаметр зависит от вид
транспортируемого материала (см. табл. 67). Все со<
динения должны быть герметичны, местные сопротш
ления минимальны, а износо- и вибростойкость высоки
Для установок по перемещению пищевых продукте
применяли трубы из нержавеющей стали, для технич(
ских отходов — из черных металлов. Для обеспечени
герметичности и уменьшения сопротивления трубопр<
вода особое внимание обращали на тщательность со<
динения труб сваркой и фланцами с паронитовым
прокладками, которые устойчивы к действию высоки
температур при мойке и стерилизации трубопровод
горячей водой или паром. Линию трубопровода проклг
дывали по кратчайшему пути, избегая искривлений. Пр
подаче транспортируемого продукта на высоту участк
подъема трубопровода располагали ближе к блоутанк;
Транспортный трубопровод часто меняет свое нг
правление в горизонтальной и вертикальной плоскости;
поэтому большое влияние на потери давления оказывг
ют радиусы его изгибов. Первоначальные результат)
экспериментов показали, что следует ориентироватьс
на величину отношения радиуса поворота (изгиба)
диаметру трубы, которая должна быть для жидки
продуктов не менее трех, мазеобразных и мелкокускс
вых — не менее пяти, для крупнокусковых — не мене
семи. При таких соотношениях потери давления незна
чительны. Отводы с выбранным радиусом изготовлял
на трубогибочном станке. После монтажных рабо
356

транспортную систему опрессовывали под давлением на
25% больше, чем в воздушном ресивере.
Для управления процессом и выбора оптимального
режима транспортировки разработали датчик давления,
с помощью которого измеряли и записывали давление в
блоутанке и трубопроводах.
При разбавлении транспортируемого продукта водой
значительно снижается рабочее давление перемещения,
но уменьшается производительность линии. Разбавление
наиболее эффективно при незначительном перемешива¬
нии компонентов (воды и продукта) перед передувани-
ем или при одновременной подаче их в блоутанк. В пер¬
вом случае продукт передувают из емкостей со встроен¬
ными механическими мешалками, во втором — вода
поступает одновременно с транспортируемым продуктом
в блоутанк и частично — в трубопровод. На водопроводе
желательно устанавливать водомеры, а продукты дози¬
ровать по объему.
В начале работы транспортной линии необходимо
передувать через трубопровод в летний период холод¬
ную воду, а в зимний — горячую. В конце работы сле¬
дует промыть трубопровод горячей водой и подсушить
его воздухом в течение 5—10 мин.
Продукты первичной переработки скота транспорти¬
руют следующим образом: материал загружают в бло¬
утанк через приемную воронку (рис. 90). Одновременно
в нее поступает вода из водопровода в заданном соот¬
ношении. В момент наполнения блоутанка (70—80%)
загрузку прекращают. Открывают кран на воздушной
линии и подают одновременно сжатый воздух в блоу¬
танк и пневматический цилиндр механической гермети¬
зации блоутанка.
В процессе эксплуатации пневмогидротранспортных
линий могут быть следующие основные неполадки в си¬
стеме: «завалы» транспортного трубопровода из-за попа¬
дания посторонних предметов, снижение в момент
транспортировки давления воздуха по сравнению с ра¬
бочим; значительные утечки воздуха из блоутанка по
периметру запорного конуса; выход из строя пневмо¬
цилиндра.
Для предотвращения попадания посторонних пред¬
метов в блоутанк крупнокусковые отходы убоя скота,
транспортируемые в цех сухих кормов, измельчают.
357

Для ликвидации «завалов» в начале магистральног
трубопровода устанавливают штуцер на фланцево
соединении для поддува воздуха в осевом направлени
движения сырья. Для ликвидации утечек воздуха мед
ду фланцами прокладывают эластичную резину толщ!
ной 5—7 мм. Все участки транспортных линий, наход!
щиеся вне отапливаемых помещений, изолируют. Пр
неудовлетворительной работе пневмоцилиндра его ра:
бирают, заменяют манжеты, зеркало цилиндра смазь
вают машинным маслом.
Эксплуатация пневмогидротранспортных линий пр<
ста и безопасна при соблюдении требований инструкци]
не требует высокой квалификации работающих. Лини
позволили механизировать процесс транспортировки пр<
дуктов первичной переработки скота. В табл. 68 показа
Таблица 68
Цех
Уровень механизации, %
до внедрения
линии (1973 г.)
после виедрени
линии (1 975 г.
всего
транспорт¬
ных опе¬
раций
всего
транспорт
ных one
раций
Убойный
Кишечный
Жировой
Сухих кормов
Все цехи первичной переработки
49,5
27,3
66.9
62.9
54,7
64,7
3,8
5,4
17,0
50,4
55.0
42,3
72,9
87.0
63,6
64.7
27,9
31.8
83,6
70.8
уровень механизации транспортных операций в проце
тах от обшего уровня механизации по основным прои
водствам первичной переработки скота Горьковско
мясокомбината № 2.
По сравнению с другими видами транспорта, прим
няемого в цехах первичной переработки скота, пневм
гидросистемы имеют большую сменную производител
ность, дают возможность производить транспортиров^
даже в стесненных условиях производственных помеш
ний, позволяют устранить потери продуктов в результа
герметичности их перемещения, улучшают санитарн
состояние цехов и отделений, надежны в эксплуатац]
из-за отсутствия движущихся частей и узлов, создаь
возможность автоматизации транспортировки.

ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение I
ПРИМЕР РАСЧЕТА ТРУБОПРОВОДНОГО ТРАНСПОРТА
ФАРША
I. Исходные параметры
Вид фарша — говядина куттерованная
Производительность — 3000 кг, мясо измельчается на куттере,
масса одной загрузки—150 кг, за смену вырабатывается — 20 за¬
грузок. Длительность перекачки одной загрузки примерно в два
раза меньше времени куттеровання, т. е. 380 с, что в смену соста¬
вит 2,1 часа. По формуле (VI—21) получаем Мс = 0,3968 кг/с.
При производительности 9000 кг и времени 6,3 ч — на 2 или 3
куттера Мс остается без изменений.
3.	Общая длина трубопровода — 6 м.
II. Выбираемые параметры
Принимаем среднюю скорость 0,3 м/с (с последующей проверкой).
III. Расчетные параметры
1.	Секундный объемный расход по формуле (VI—22):
0,3968	.
^=1»—3'8810 “*'с-
Плотность принята 1020 кг/м3.
2. Диаметр трубопровода по формуле (VI—23):
, f 4-3,88.10~4	,
dQ= 1/ 	1	= 40,6 • 10	м.
V 3,140,3
По ГОСТу или по имеющемуся в наличии размеру, прини-
маем = 35,4-10_3 м (величину диаметра следует брать несколько за¬
ниженной— на доли мм по сравнению с условным диаметром про¬
хода по ГОСТу, учитывая, что происходит оса л ивание труб).
Тогда действительная скорость по (VI—24):
т 4-3,88-10~4
W =	:	= 0,395 м/с.
3,14(35,4-10~3)2
3. Коисистеитная переменная — «градиент скорости» по форму¬
ле (VI—25а):
359

1•oO,4'1U
4. Консистентная переменная — «напряжение сдвига» по фор
муле (VI—26) или по графику рисунка 75:
6 = 600-89,30-27 = 2015 Па,
где 600 и 0,27 взяты из таблицы 58.
5. Потери давления по формуле (VI—27):
4-6-2015
р =	=	13	68.10б па.
35,4-Ю-3
6. Полезная мощность по формуле (VI—31):
N= 13,68-105.3,88-10—4-10—З=0,503 кВт.
По п. 5 (см. главу VII) видно, что при таком давлении насс
не работает в оптимальном режиме. Кроме того, высокое давлени
будет способствовать перетиранию фарша, т. е. ухудшению его к:
чества. В связи с этим целесообразно уменьшать давление нагш
тания. Это возможно путем увеличения длительности работы насс
са, либо установкой трубы большого диаметра.
Пересчет по другому диаметру
III—2. Устанавливаем трубы с внутренним диаметром 49;
Х10~3 м. Тогда Ц7 = 0,206 м/с.
Ill—3. Консистентная переменная: в* =33,7 с-1.
III—4. Консистентная переменная: 0=1550 Па.
III—5. Потери давления: р=7,59-105 Па.
III—6. Полезная мощность: A=0,295«0,3 кВт.
IV.	Выбор оборудования
1. Насос устанавливают из имеющегося в наличии, руково,
ствуясь данными главы VII, например, эксцентриково-лопастно
Так как давление больше оптимального, следовательно, КПД сн:
жается, принимаем КПД 0,12.
2. Мощность двигателя по формуле (VI—32):
U2 _КЗ_
0,6 ‘ 0,12
МэД = ;г4 • ;гт: = 5 кВт-
где 1,2—коэффициент запаса мощности;
0,6 — КПД передач;
0,3 — полезная мощность;
0,12 — КПД насоса;
питательные устройства с механическим (или другим) приводе
отсутствуют.
Аналогично выполняются расчеты трубопроводов для друп
продуктов. Если в таблицах 13 и 58 отсутствует наименован:
продукта, для которого необходимо рассчитать трубопровод, то сл
дует выполнить вискозиметрнческие исследования с помощью рот
ционного вискозиметра. В зависимости от вида кривой течен:
выбрать ту или иную расчетную формулу с учетом диапазона и
следованных градиентов скорости.
360

Приложение И
Соотношение между единицами системы СИ и другими
Физические
величины
Соотношение между
единицами
Формула пересчета
Длина, м
Масса, кг
Время, с
Температура,
град шкалы
Кельвина
] м = 100 см
1 кг = 1000 г
1с = 3600Ч =
= 0,00027778 ч
1 °К = 1 °С
1(м) =/(см) 0,01
т (кг) = т (г) 0,001
т (с) = т (ч) 3600
Т (°К) = t (°С) + 273
Сила,
Н = кгм/с2
1Н = 0,102 кгс
1Н= 102 гс
!Н = 103 дин
Р (Н) = Р (кгс) 9,81
Я(Н) = Р(гс) 0,00981
Р (Н) = Р (дин) 10-5
Давление, на¬
пряжение,
Па = Н/м2 =
= кг/м,с2
1Па= 0,102 кгс/м2
1Па= 1,02-10-6 ат
Ша = 10 дин/см2
1Па = 0,0075 мм рт. ст.
1Па = 0,0102 гс/см2
р (Па) = р (кгс/м2) 9,81
р (Па) = р (ат) 9,81 • 104(
р (Па) = р (дин/см2) 0,1
р (Па) = р (мм рт. ст.) х
X 133,3
р (Па) = р (гс/см3) 98,1
Коэффициент
поверхностного
натяжения,
Н/м = кг/с2
1 Н/м = 1000 дин/см
1 Н/м = 0,102 кгс/м
а (Н/м) = а (дин/см) 10~3
а (Н/м) = а (кгс/м) 9,81
Плотность, кг/м3
1 кг/м3 = 0,102 кгс-с2/м4
р (кг/м3) = р (г/с.м3) X
X 1000
р (кг/м3) = р (кгс X
X с2/м4) 9,81
Удельный вес,
Н/м3 = кг/м2-с2
1 Н/м3 = 0,102 кгс/м3
1 Н/м3 = 0,1 днн/см3
у (Н/м3) = у (кгс/м3)9,81
у (Н/м3) = у(дии/см3) 10
у (Н/м3) = у (гс/см3) х
X 9,81-103
361

продолжение при лож. II
Физические
величины
Соотношение между
единицами
Формула пересчета
Вязкость,
Па-с = Н-с/м2 =
= кг/м-с
1 Па*с —0,102 кгс*с/м2
1 Па-с = 10 Пз
1 Па-с = 1000 сПз
1 г/см -с = 1 Пуаз (Пз)
т] (Па-с) =
= т| (кгс-с/м2) 9,81
т| (Па-с) = т] (Пз) 0,1
т| (Па-с) = т] (сПз) 10_3
Кинематическая
вязкость, м2/с
1 м2/с = 104 см2/с
1 м2/с = 10й сСт
1 см2/с = 1 Стокс (Ст)
v (м2/с) = v (Ст) 10~4
v (м2/с) = v (сСт) 10 в
Импульс силы,
Н • с = кг • м/с
1 Н-с = 0,102 кгс-с
и (Н-с) = и (кгс-с) 9,81
Энергия, Дж =
= Н-м =
= кг • м2/с2
1 Дж = 0,102 кгс-м
1 Дж = 107 эрг
1 Дж = 2,78-10—7 квт-ч
1 Дж = 0,239 кал
1 Дж = 0,239.10—3 ккал
1 Дж — 1,02- 10—2 л.ат
Э (Дж) = Э (кгс-м) 9,81
Э (Дж) = Э (эрг) 10—7
Э (Дж) =
= Э(кВт-ч)3,6-10°
Э (Дж) = Э (кал) 4,19
Э (Дж) = Э (ккал) 4,19 >
X Ю3
Э (Дж) = Э (л-ат) 98,1
Эуд (Дж/м3) =
= Эуд (кгс-см/см3) 9,81 >
X 1(Р
Мощность,
Вт = Дж/с =
= кг-м2/с3
1 Вт = 0,102 кгс-м/с
1 Вт = 1,36-Ю"3 л.с.
1 Вт = 107 эрг/с
1 Вт = 0,862 ккал/ч
1 Вт = 0,239 кал/с
/V (Вт) = N (кгс-м/с) 9,81
N (Вт) = N (л. с.) 0,736 >
X Ю3
N (Вт) = N (эрг/с) 10—7
N (Вт) = N (ккал/ч) 1,16
Л7 (Вт) = N (кал/с) 4,19
Энергия единицы
массы, тепло фа¬
зовых превраще¬
ний, Дж/кг =
= м2/с2
1 77 w 1 w ——
= 0,239-10—3 ккал/кг
1 Дж/кг =
= 0,239-10-3 кал/г
г (Дж/кг) = г (ккал/кг) ><
X 4,19-103
г (Дж/кг) = г (кал/г) х
X 4,19-103
362

ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Адгезиометры
классификация 124
конструкции 126
основные требования 122,
123
Адгезионные свойства 20
— теории 40
Адсорбционные эффекты 41
Акалориметр — см. компресси¬
онные приборы
Анализ модельный 22, 23, 24,
25
Аномалия вязкости 22
Аномально-вязкие жидкости 29
Аэрозоли 10
Бачинского формула 45
Белковых масс вязкость 200
Бентонитовые глины 141, 285
Бингама-Шведова модель 19,
25
Бингамовые тела 26
Бульона
вязкость 186
плотность 235
Ван-дер-ваальса силы 10
Вибрационные приборы
вискозиметры 71, 111
дефометры 118, 121
Вискозиметры капиллярные
классификация 178
конструкции 88, 89, 90
Вискозиметры прочие
Гепплера (шариковый) 104,
105
с плоскопараллельиыми пла¬
стинами 104, 105
Вискозиметры ротационные
классификация 55, 56
конструкции
Бакунца 70, 71
Воларовича 70, 71
Мачихина 70, 71
МТИММП 70, 73
Реотест 70, 75
Влага связанная
адсорбционно 13
механически 13
осмотически 13
химически 13
Влагосодержание 166
Влажность относительная 47,
166
Вязкость
кессоновская 28, 305
наибольшая практически не¬
разрушенной структуры 25,
33
наименьшая предельно раз¬
рушенной структуры 33
ньютоновская 21
пластическая 25, 30
эластическая 304
эффективная 21, 30, 34
пересчеты 81
Гидродинамика 273
Гнстерезисные явления 37
Гомогенизация 200
Градиент
сдвига в капиллярном виско
зиметре
истинный 92, 94, 95
средний 93
сдвига в ротационном вижу
зиметре
истинный 60, 68
логарифмический 60
средний 60
сжатия объемного 224
осевого 210
скорости (скорость дефор¬
мации) 15
Гука
закон 18
модель 19
Давление
боковое 16, 18
гидростатическое 16
предварительного контакта
241, 244
прилипания 20
распределения по длине
трубки 18
сопротивлению движения
в дозаторах 319
лопасти 313
в насадках 316
— трубах 298
Датчики для измерения
давления 277
перемещения 119
363

усилия 240
Дерягина закон 20
Детского питания продукты
плотность 239
угол естественного откоса
272
Дефометр — см. компрессион¬
ные приборы
Деформаций эпюры 292, 294
Деформационные характери¬
стики 216
Деформация абсолютная 15
Деформация относительная
кинетическое уравнение 17
объемная 16
общая 17
одномерная 15
сдвига 76
удлинения 17
упругая 133, 134
эластическая 304
Диаметр трубопровода
оптимальный 311
эквивалентный 320
Дилатентные системы 29, 31
Дисперсионная среда 9
Дисперсная фаза 9
Дисперсные системы 9
Длительность
куттерования 159
оптимальная 161, 163
Дозаторы
классификация 317
конструкции 318
расчет 319
Долговечность структуры 11
Жесткость динамометра 240
Животных кормов сухих ко¬
эффициенты трения 271
Жидкообразные системы 33
Жир
вязкость 188
плотность 236
электрофизические свойства
189, 191
Загрузочные устройства
к насосам 324, 325, 326, 330
пневмогидроцилиндрам
354, 355
Зона всасывания насоса 323,
330
нагнетания насоса 330, 331
Измельчения
длительность 169
оптимальная 167
периоды 161
степень 164
Индекс течения 32, 94, 96, 299
Кисломолочных продуктов вяз¬
кость 199
Классификация
дисперсных систем 9
реальных тел 8
реологических тел 19, 29, 30,
31
реологических приборов и
методов измерения 52
структур дисперсных систем
9
форм связи влагн 13
Консистометр
Табачникова 104, 108
Шарнера 104, 108
Комплексная характеристика
куттерования 167, 174
Компрессионные приборы
классификация 112
конструкции 113, 118
Коэффициент
бокового давления 16
объемного сжатия 20
— поверхностного натяжения
42
полезного действия
гидравлический 332
индикаторный 333
механический 333
объемный 332
общий 332, 347
Пуассона 16
температурного расширения
47
трения 20, 21
Кривые течения 29, 33, 37, 134
Крови
вязкость и предельное на¬
пряжение сдвига 206
плотность 208, 235
Кровяной муки компрессион¬
ные характеристики 231
Липкость 20
Максвелла
модель 19
364

тело 22
Маргарина вязкость 204
Масла сливочного
вязкость 201
предельное напряжение сдви¬
га 203, 204
липкость и когезия 203, 204
Массовый расход 276
Материальные балансы термо¬
обработки фарша 166
Меланжа
вязкость 208
плотность 208
поверхностное натяжение 208
Методы исследования
гидротранспортных устано¬
вок 352
насосов 331
рабочих органов машии (см.
также Стенды) 275, 276, 281
реологические общие 5
Модели реологических тел 5,
19
Модельный материал 168, 284
Модули
объемной упругости 19
равновесный 20
релаксационный 24, 215
сдвига 18, 76
упругого последействия 35,
133
упругости при растяжении —
сжатии 18
Молока
вязкость 193, 194, 195
плотность 235, 239
электропроводность 196
Молока сгущенного
вязкость 197
при различной длительно¬
сти старения 197, 198
плотность 235
Мороженого смесей вязкость
198
Мощность
куттерования 170, 171
насоса полезная 332
привода 331, 332
течения по реограммам 39
Мыла коэффициент трения 268,
269
Мяса целых тканей
компрессионные характери¬
стики 215
липкость 253, 254
прочностные характеристики
219
фрикционные характеристики
263, 264
Напряжения
нормальные 18
сдвиговые 15, 18
Напряжения предельного
давления 182
сдвига 25, 26, 30
Насосы для перекачки пластич¬
но-вязких продуктов
исследование насосов 331
исследование реологических
свойств
фарша в трубе 348, 349
фарша при обратном пере¬
пуске через зазоры 336
конструктивные особенности
323
конструкции
ВАКОЛ 324
двухвинтовой 325, 340
мембранный 329
одновинтовой 323
однозубчатый 327
поршневой 329
ротационно-шиберный 327
роторно-поршневой (кулач¬
ковый) 327
шестеренный 328
шланговый 328
эксцентриково-лопастной
329
коэффициент заполнения 345
оптимальные режимы экс¬
плуатации 349
основные требования 330
пульсация давлений 350, 351
Ньютона
гипотеза 21
модель 19
Объемное сжатие 16, 17
Объемный расход 93, 276
Окружная скорость ротора вис¬
козиметра 59
Оптимальный диаметр трубо¬
провода 311
Осевое
растяжение 15
365

сжатие 17
Относительная деформация —
см. деформация относительная
Ошибки экспериментов 7, 51
Пенетрометры 104
Период релаксации 23	•%
деформаций 25
напряжений 25
Пластнчно-вязкие системы 31
Пластометр
конический 104, 107
с пластиной 104, 108
Плотность 47, 235
Пневмогидротранспорт 352
Поверхностная энергия 250
Поверхностное натяжение 42
Ползучесть 23
Предел
текучести 134, 210
упругости 133
Прибор
классификация 49
основные требования 50
Приведенная длина
трубы 312
ротора вискозиметра 65, 86
Прилипание—см. липкость
Пристенное скольжение 302
Производительность (подача)
насоса
двухвинтового 337
кулачкового 345
эксцентриково-лопастного
333
Псевдопластичные тела 31
Размер частиц фарша 164, 165
Расчет реологических характе¬
ристик для степенной жидко¬
сти 142, 143, 144
Релаксационный спектр 23, 135,
213
Релаксация 23
Рейнольдса число
в капиллярной вискозимет¬
рии 54, 97
в ротационной вискозимет¬
рии 55
обобщенное 300, 304, 305,
307
Реологические расчеты
оптимального диаметра 311
процесса
дозирования 319
истечения 3,14
неизотермического движе¬
ния 320
перемешивания 313
трубопроводного транспор¬
та 308
Реологические уравнения
линейных тел 22, 23, 24
нелинейных тел 28
Реологии задачи 3
Реопексия 37
Сан-Венана модель 19, 21
Скорость
волны сжатия 351
деформации — см. градиент
скорости
оптимальная 308
среднеобъемная 276
Сливок вязкость 205
Стенды для реологических не
следований
вязкости капиллярными вис
козиметрами 96
общие требования 281
процесса
истечения 283
обтекания лопасти 284
объемного дозирования
283
трубопроводов 281
эпюр деформаций 281
Степенные жидкости 30, 31
Степень разрушения структу¬
ры 35
Сыра
предельное давление 182
предельное напряжение сдвг
га 181
Сырков плавленых
вязкость 183
компрессионные характери¬
стики 231
липкость 260
Сырково-творожных масс
компрессионные характери¬
стики 232
липкость 259
плотность 239
сдвиговые свойства 178, 179
Твердообразные системы 33
Творожные массы см. сырко
366

во-творожные массы
Текучести предел 210
Темп
разрушения структуры 32
* убывания площади контакта
43
Температурно-инвариантные
характеристики 46
Температурные изменения
вязкости 45
плотности 47
Температурный режим куттеро-
вання 169, 170
Температуропроводность мяс¬
ного фарша 229
Теплоемкость мясного фарша
170
Теплообмен 321
Термодинамики уравнения 17
Теста пельменного липкость
258
Течение
вязкое 21
ламинарное 21
иеизотермическое 320
пластическое 21
реологические кривые 29, 33,
37
эпюры 290, 291
Течение ньютоновских жидко¬
стей
в капиллярах 92, 93
между поверхностями
двух дисков 64, 65
двух конусов 64, 65, 68
двух сфер 66, 68
двух цилиндров 66, 68
комбинированной формы
69
Течение неньютоновских си¬
стем
в капиллярах 93, 94
между поверхностями
двух конусов 67
двух сфер 66
двух цилиндров 62, 67, 77
комбинированной формы
69, 82, 83, 84, 85
Тиксотропия 37
Тиксотропные структуры 37
Торсиоиа калибровка 74
Тренне
внешнее 20
внутреннее 21
динамическое 129, 130
коэффициент
истинный 20
эффективный 21
статическое 129, 130
удельная сила 20
Трибометры
классификация 128, 129
конструкции 129, 130, 131
основные требования 129
Трубопроводный транспорт
классификация 274
расчет 308
Ультразвука скорость в сырах
235
Универсальная газовая посто¬
янная 12, 189
Упругость 18, 19
Уравнения движения
Букингэма 302
Дарси-Вейсбаха 303
Кессона 304
критериальное 306
прн наличии пристенного эф¬
фекта 305
степенной жидкости 298, 301
Фойгта — Кельвина 304
эмпирические 297
расчетные коэффициенты 298,
299
Фарша мясного колбасного
компрессионные харктери-
стики
при объемном сжатии 223
при термообработке в фор¬
ме 227
прн осевом сжатии 209
липкость (адгезионные ха¬
рактеристики)
влияние на нее
давления и продолжитель¬
ности контакта 243
длительности контакта 249
куттерования 256
материала пластин 245
материала и площади пла¬
стин 250
площади пластин 247
скорости отрыва пластин
247
температуры 257
ферментнрования 256
367

шероховатости поверхно¬
сти 251
материальные балансы при
термообработке 166
плотность 237, 238
сдвиговые свойства
влияние на них
влажности и температу¬
ры 152
влажности, температуры
и давления 155
концентрации водород¬
ных ионов 149
механической обработки
(куттерования) 159
процесса старения 149
температуры 147
температуры и выдерж¬
ки 150
в области лавинного раз¬
рушения структуры 136,
137, 138, 140
в области практически
неразрушенной структу¬
ры 133, 134, 135
теплофизические характе¬
ристики 170, 229
фрикционные характери¬
стики 266, 268
эталонные характеристики
165, 173, 229, 257
электрофизические харак¬
теристики 175, 176
Фарша рыбного колбасного
реологические характеристики
177
Физико-химическая механика 3
задачи 3, 4
Френкеля — Эйринга формула
45
Фрикционные характеристики
263, 266, 268, 272
Энергия активации 11, 18, 19Е
Энергии расход при куттеро
вании 170
Эпюры
деформаций 292, 294
скоростей 290, 291
Эффективная вязкость см.
вязкость
Шведова модель 26
Шоколадных масс вязкость 19Е

список
ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абдурагимова Л. А., Ребиндер П. А., Серб-Сербина Н. Н. Уп¬
руго-вязкостные свойства тиксотропных структур водных сус¬
пензий бентонитовых глин.—Коллоидный журнал, 1955, т. 17,
, № 3, с. 184—195.
2. Абрамов Н. Д., Горбатов А. В., Гурвиц В. Г. Исследование
адгезии пельменного теста.—Мясная промышленность.—Экс-
прессинформация. 1976, № 8, с. 22—24.
3. Адгезия фарша докторской колбасы при различных условиях
измерения /[В. И. Башмаков, А. В. Горбатов, П. Л. Пахомов,
Е. Т. Спирии].—Изв. вузов СССР. Пищевая технология, 1971,
№ 1, с. 107—110.
4. Альтшуль А. Д. Гидравлические сопротивления.—М.; Недра,
1970—216 с.
5. Антонов С. Ф. Мясная и молочная промышленность СССР.—
М.: Пищевая промышленность, 1976.—112 с.
6. Ахматов А. С. Молекулярная физика граничного трения.—М.:
Физматгиз, 1963.—472 с.
7. Ашкеров Ю. В. Исследование кинетической адгезии. Авторефе¬
рат кандидатской диссертации. Московский станкоинструмен¬
тальный институт. 1969.—14 с.
8. Багаутдинов И. И., Крылов В. В., Пелеев А. И. Об определе¬
нии коэффициента внутреннего трения сыпучих продуктов на
коническом пластометре.—Известии вузов СССР. Пищевая тех¬
нология, 1973, № 6, с. 130—133.
9. Багров А. А. Исследование величины удельной мощности пре¬
дельного разрушения структуры в глинистых суспензиях.—Кол¬
лоидный журнал, 1965, т. 27. № 5, с. 639—642.
10. Бакунц Г. В. Прибор для измерения физико-механических
свойств фарша при куттеровании.—Мясная индустрия СССР,
1968, № 6, с. 6—11.
11. Барр Г. Вискозиметрия.—М.;	Л.:	ГОНТИ—НКТП—СССР.
Главная редакция химической литературы. 1938—274 с.
12. Бартенев Г. М., Ермилова Н. В. К теории реологических
свойств твердообразных дисперсных структур.—Коллоидный
журнал, 1967, т. 29, № 6, с. 771—778; 1968, т. 30, № 5,
с. 662—668; 1969, т. 31, № 2, с. 169—175.
13. Белкин И. М., Виноградов Г. В., Леонов А. И. Ротационные
приборы.—М.; Машиностроение, 1968.—272 с.
14. Белый В. А., Егоренков Н. И., Плескачевский Ю. М. Адгезия
полимеров к металлам.—Минск: Наука и техника, 1971.—286 с.
15. Бем Р., Плева В. Микроскопия мяса н сырья животного про¬
исхождения.—М.: Пищевая промышленность, 1964.—335 с.
369

16. Берлин А. А., Басин В. Е. Основы адгезии полимеров.—М.:
Химия, 1969.—319 с.
17. Бернхардт Э. С. Переработка термопластичных материалов.—
М.: Химия, 1965—747 с.
18. Боровикова О. П. Исследование структурио-мехаиических
свойств плавленых сыров. Кандидатская диссертация.—М.:
МТИММП, 1972—117 с.
19. Брусиловский Л. П., Вайнберг А. Я- Автоматизация процессов
циркуляционной мойки молочного оборудования и трубопро¬
водов.—М.: ЦНИИТЭИмясомолпром, 1977.—53 с.
20. Брусиловский Л. П., Вайнберг А. Я. Клапаны н краны для
автоматического управления потоками молока и молочных про¬
дуктов в трубопроводах,—М.: ЦНИИТЭИмясомолпром, 1971.—
36 с.
21. Вайткус В. Изучение методов определения вязкости молока и
сливок.—Известия вузов. Пищевая технология, 1963,	№	2,
с. 159—162.
22. Виноградов Я. И. Исследование реологических свойств кол¬
басного фарша при кондуктивиой термообработке в форме под
давлением. Кандидатская диссертация. — М.: МТИММП, 1975. —
163 с.
23. Винокуров Ф. П., Скворцов Б. П., Тетеркин А. Е. Определе¬
ние сцепления и несущей способности торфяных оснований
сферическим штампом.—Инженерно-физический журнал, 1960
т. 3, № 4, с. 49.
24. Влияние добавок сывороточных белков на упруго-прочностиые
и вязкостные свойства сыра.—В кн.: Физико-химическая меха¬
ника сыродельного производства /[В. П. Табачников, Е. В. Ко-
нонева, В. С. Илюшкин, П. Ф. Крашеиииин]. Труды ВНИИМСа.
1973, вып. 12, с. 41—51.
25. Влияние плазмы крови на качество вареных колбас из кони¬
ны /[Е. Тулеуов, С. Ульянов, С. Исеибаев и др.].—Мясная ин¬
дустрия СССР, 1976, № 1, с. 14—16.
26. Воларович М. П. Вязкость и пластичность печатных красок,—
Труды Московского полиграф, ин-та, 1937, ОГИЗ № 5
с. 261—270.
27. Воларович М. П. Вязкость смазочных масел при низких тем¬
пературах. М.; Л.: Изд-во АН СССР, 1944.—111 с.
28. Волчков И. И., Грейль Л. М. Ротационный насос ОНРС для
сметаны.—Труды ВНИМИ, 1975, вып. 39, с. 31—35.
29. Гинзбург А. С. Технология сушки пищевых продуктов.—М.
Пищевая промышленность, 1976.—248 с.
30. Гольдштейн М. Н. Механические свойства грунтов.—М.: Изд-вс
литературы по строительству, 1971.—367 с.
31. Гольцын А. А. Определение величины градиента скоростг
сдвига на ротационных приборах по различным формулам,—
Мясная индустрия СССР, 1974, № 7, с. 39—42.
32. Горбань М. В., Груздев И. Э., Корнилов И. Б. Исследование
работы двухшиекового шприца.—Мясная индустрия СССР
1977, № 7, с. 32—34.
33. Горбатов А. В. Исследование структурно-механических свойстн
некоторых мясопродуктов с целью расчета и совершенствова¬
ния отдельных процессов и рабочих органов машины. Доктор
ская диссертация.—М.: МТИММП, 1970.—270 с.
370

34. Горбатов А. В. Реология в мясной промышленности.—М.:
ЦНИИТЭИмясомолпром, 1968.—68 с.
35. Горбатов А. В. Структурно-механические свойства мяса и мя¬
сопродуктов. Справочник: Физико-химические и биохимические
основы технологии мяса и мясопродуктов.—М.: Пищевая про¬
мышленность, 1973, с. 115—167.
36. Горбатов А. В., Антонов J1. В. Пневмогидротраиспортировка
продуктов первичной переработки скота. Мясная индустрия
СССР, 1976, № 8, с. 22—24.
37. Горбатов А. В., Бражников А. М. Механизация и автоматиза¬
ция производственных процессов в пищевой промышленности. —
М.: Общество «Знание» (РСФСР), 1974.—48 с.
38. Горбатов А. В., Виноградов Я■ И., Косой В. Д. Влияние не¬
которых технологических факторов на реологические свойства
колбасного фарша при термообработке в форме под давле¬
нием—М.: ЦНИИТЭИмясомолпром, Мясная промышленность,
1975, № 2, с. 18—26.
39. Горбатов А. В., Генералов Н. Ф. Трубопроводный транспорт.
Справочник: Оборудование для убоя скота, птицы, производ¬
ства колбасных изделий и птицепродуктов.—М.: Пищевая про¬
мышленность, 1975, с. 231—262.
40. Горбатов А. В., Горбатова В. А. Физические свойства бульо¬
на, жира и студия.—Мясная индустрия СССР, 1958, № Г,
с. 53—55.
41. Горбатов А. В., Казаков С. П. Исследование некоторых физи¬
ко-механических свойств мясного фарша.—Известия вузов
СССР. Пищевая технология, 1959, № 5, с. 117—125.
42. Горбатов А. В., Косой В. Д. Влияние давления, влажности и
температуры иа структурно-механические свойства фарша.—
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1970,	№ 2,
с. 146—151.
43. Горбатов А. В., Косой В. Д. О сдвиговых свойствах мясного
фарша при различной влажности и температуре.—Известия ву¬
зов СССР. Пищевая технология, 1968, № 3, с. 149—151.
44. Горбатов А. В., Косой В. Д. Реологические исследования мо¬
дельного материала.—Известия вузов СССР. Пищевая техно¬
логия, 1966, № 4, с. 147—150.
45. Горбатов А. В., Косой В. Д., Виноградов Я. И. Гидравлика и
гидравлические машины (методические указания к лаборатор¬
ным работам). — М.: МТИММП, 1977.—60 с.
46. Горбатов А. В., Косой В. Д., Виноградов Я■ И. Гидравлика и
гидравлические машины для вязко-пластичных масс.—М.:
МТИММП MB и ССО РСФСР, 1977,—86 с.
47. Горбатов А. В., Косой В. Д., Виноградов Я. И. Реологические
свойства колбасного фарша при сжатии в замкнутом объеме.—
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1977,	№	2,
с. 157—159.
48. Горбатов А. В., Косой В. Д., Елкин В. В. Влияние некоторых
технологических факторов на реологические свойства колбас¬
ного фарша и готовых изделий.—Мясная индустрия СССР,
1976, № 1, с. 23—26.
49. Горбатов А. В., Косой В. Д., Елкин В. В. Влияние продолжи¬
тельности куттероваиия и влагосодержания фарша на выход
371

вареных бесшпиковых колбас.—Мясная индустрия СССР, 1975,
№ 2, с. 37—40.
50. Горбатов А. В., Косой В. Д., Полякова Л. К Влияние вре¬
мени старения и температуры на сдвиговые свойства фарша.—■
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1967,	№	5,
с. 177—179.
51. Горбатов А. В., Лимонов Г. Е. Истечение фарша через прямые
круглые отверстия и трубки.—Известия вузов СССР. Пищевая
технология, 1966, № 5, с. 123—126; 1968, № 2, с. 124—125.
52. Горбатов А. В., Лимонов Г. Е. О распределении давлений в
фарше по длине канала.—Известия вузов СССР. Пищевая тех¬
нология, 1972, № 4, с. 184—185.
53. Горбатов А. В., Небурчилов В. В., Богдановский В. Б. Пуль¬
сации давлений у ротационных фаршенасосов.—Мясная инду¬
стрия СССР, 1973, № 7, с. 33—35.
54. Горбатов А. В., Познышев А. Н„ Найма Е. К■ Деформацион¬
но-релаксационные характеристики говяжьего мяса при осевом
сжатии. XIX Европейский конгресс работников НИИ мясной
промышленности.—Париж, 1973, с. 599—614.
55. Горбатов А. В., Спирин Е. Т., Башмаков В. И. Исследование
релаксационных характеристик мясного фарша.—Известия ву¬
зов СССР. Пищевая технология, 1971, № 5, с. 171 —172.
56. Горбатов В. М., Горбатов А. В. Теплофизические свойства мя¬
са и мясопродуктов. Справочник: Физико-химические и биохи¬
мические основы технологии мяса и мясопродуктов.—М.: Пи¬
щевая промышленность, 1973, с. 167—188.
57. Горбунов А. В. Цельномолочная промышленность.—Экспресс-
информация, М. ЦНИИТЭИмясомолпром. 1975, № 10, 28 с.
58. Графический метод определения гидравлических характеристик
потока крови в трубах /[В. И. Ходос, Н. Н. Мизерецкий,
В. Д. Косой, Т. В. Чижикова.]—Мясная индустрия СССР,
1977, № 6, с. 39—41.
59. Громковский А. И. Оценка пристенного скольжения при те¬
чении утфелей.—Известия вузов СССР. Пищевая технология,
1968, № 5, с. 139—142.
60. Гуляев-Зайцев С. С. Физико-химические основы производства
масла из высокожирных сливок.—М.:	Пищевая промышлен¬
ность, 1974.—136 с.
61. Гуль В. Е., Кулезнев В. Н. Структура и механические свойст¬
ва полимеров.—М.: Высшая школа, 1966.—314 с.
62. Гуськов К. П., Берман Г. К. Течение пищевых масс в каналах
различной формы,—Известия вузов СССР. Пищевая техноло¬
гия, 1968, № 6, с. 138—142.
63. Дерягин Б. В. Что такое трение? — М.:	Изд-во	АН	СССР,
1963.—231 с.
64. Ересько Г. А. Расчет маслообразователей. Исследование физи-
. ко-химических свойств сливок, и масла.—Труды ВНИИМСа,
1973, вып. 13, с. 90—99.
65. Ермакова Т. П., Клешко Г. М., Горячева Г. Н. Точность из¬
мерения вязкости шоколадных масс на ротационных вискози¬
метрах.—Хлебопекарная и кондитерская промышленность, 1975,
№ 10, с. 19—21.
372

i. Жуковский С. С., Гуткин А. М. О метиле определения пре¬
дельного напряжения сдвига.—Коллоидный журнал, 1966,
т. 28, № 1, с. 151—152.
. Жуховицкий С. Ю. О механизме течения глинистых суспен¬
зий.—Коллоидный журнал, 1962, т. 24, № 2, с. 168 - 173.
.. Зависимость адгезии творожно-сырковой массы от условий
измерения /[Н. А. Мусабаев, А. В. Горбатов, В. II. Башмаков,
П. Л. Пахомов].—Молочная промышленность, 1970,	№ 6,
с. 22—25.
L Зависимость растворимости белка и реологических свойств
фарша от длительности кугтерования /[В. Хлебников, В. Ма-
хонина, Н. Мелихова, А. Симоненко, В. Косой].—Мясная инду¬
стрия СССР, 1975, № 3, с. 33—35.
I. Зимон А. Д., Волкова Т. С. Влияние шероховатости на адге¬
зию пыли.—Коллоидный журнал, 1965, т. 27, № 3, с. 365—367.
. Золотин Ю. П. Циркуляционная мойка молочного оборудова¬
ния.—М.: Пищепромиздат, 1963.—91 с.
!. Измайлова В. Н., Жолболсинова А. С. Исследование струк-
турообразовання в водных растворах яичного альбумина.—
Коллоидный журнал, 1967, т. 29, № 5, с. 677—681.
I. Измайлова В. И., Ребиндер П. А. Структурообразование в
белковых системах.—М.: Наука, 1974.—268 с.
к Изучение влияния ферментирования на липкость мясного фар¬
ша ДА. В. Горбатов, В. И. Соловьев, Е. Т. Спирин, А. Г. По-
клад].—Труды МИНХа им. Г. В. Плеханова, 1968, вып. 58.
с. 18—22.
>. Использование индукционных расходомеров в колбасном про¬
изводстве /[В. М. Горбатов, П. С. Гноевой, Г. Е. Лимонов,
А.	В. Горбатов.].—Мясная индустрия СССР, 1970,	№ 9,
с. 13—16.
>. Исследование движения сырковой массы в трубопроводах/
[В. Д. Сурков, Н. Е. Федоров, С. П. Казаков, А. В. Горба¬
тов].—Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1958, № 6,
с. 88—94.
7.	Исследование механических характеристик мяса методом про¬
волочной тензометрии ДА. В. Горбатов, Г. Е. Лимонов,
Е. Т. Спирин, В. В. Небурчилов].—Мясная индустрия СССР,
1968, № 3, с. 28—29.
Г Исследование процесса прессования кровяной муки в брикеты/
[В. Ф. Некрашевнч, С. М. Немтинов, Е. В. Гаевой, А. И. Сни-
царь].—Мясная индустрия СССР, 1977, № 7, с. 26—28.
). Исследование структурно-механических свойств искусственных
мясопродуктов на основе казеината и альгината натрия/
[В. В. Толстогузов, А. И. Мжельский, В. Т. Дианова,
Ю. Н. Жванко].—Труды МИНХа им. Г. В. Плеханова, 1976,
вып. 5, с. 128—133.
). Исследование структурно-механических свойств плавленых сы-
ровДА. В. Горбатов, В. Д. Косой, Г. Н. Крусь, О. П. Борови¬
кова].—Молочная промышленность, 1976, № 12, с. 9—12.
1. Ишлинский А. Ю. О некоторых проблемах техники.—В кн.:
Наука и человечество.—М., «Знание», 1968, с. 303—325
1. Калугин В. В., Медузов В. С., Короткова В. С. Структурно-ме¬
ханические свойства сухих молочных смесей. Молочно-консерв¬
373

ная промышленность.—Экспресс информация. М. ЦНИИТЭ1
мясомолпром. 1977, вып. 5, с. 23—26.
83. Кобылинский В. А., Гуляев-Зайцев С. С. Исследование адг
знойных и прочностных свойств сливочного масла в связи
разработкой технологических параметров мелкой фасовки.-
В кн.: Тезисы докладов на Всесоюзной научной конференщ
«Электрофизические методы обработки пищевых продуктов
Воронеж, 1977, с. 49.
84. Коваленко Л. М., Маслов А. М. Гидравлическое сопротивлеш
пластинчатых теплообменников неньютоновским жидкостям.-
Известия вузов СССР. Пищевая технология. 1973,	№
с. 110—113.
85. Конаныхин А. В., Маслов А. М. Влияние температуры и гр
диента скорости на вязкость сливочного масла.—Известия в
зов СССР. Пищевая технология, 1973, № 3, с. 89—91.
86. Конаныхин А. В., Табачников В. П., Маслов А. М. Вязкое
ные свойства белковых масс из подсырной сыворотки.—Физ
ко-химическая механика сыродельного производства.—Труд
ВНИИМСА, 1973, вып. 12, с. 15—19.
87. Консидайн Д. М., Росс С. Д. Справочник по прикладной и
мерительной технике.—М.: Энергия, 1968.—624 с.
88. Консистентные смазки/[Д. С. Великовский, В. Н. Поддубиы
В.	В. Вайншток, Б. Д. Готовкнн].—М.: Химия, 1966.—256
89. Коровкина Л. Н., Паткуль Г. М., Маслов А. М. Влияние р!
способа охлаждения и химического состава на вязкость кеф
ра.—Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1976, №
с. 30—32.
90. Корячкин В. П. Исследование течения вязко-пластичных ко
фетных масс с целью усовершенствования производства изд
лий. Автореферат кандидатской диссертации.—М.:	МТИП
1975,—28 с.
91. Критериальные уравнения движения пластично-вязких мяс
продуктов по трубопроводам / [Н. Е. Федоров, А. В. Горбатс
И. А. Рогов, С. П. Казаков].—Известия вузов СССР. Пшцев;
технология, 1960, № 1, с. 117—121.
92. Круглицкий Н. Н. Основы физико-химической механир
Часть 1.—Киев: Вищя школа, 1975.—268 с.
93. Круглицкий Н. Н. Основы физико-химической механш
Часть 2.—Киев: Вищя школа, 1976.—208 с.
94. Кузьменко Н. П. Из опыта работы Свердловского мясокомб
иата.—Экспресс-информация. Мясная промышленность, }
ЦНИИТЭИмясомолпром, 1977. вып. 3, с. 3—6.
95. Кулаков Н. Н. Сравнение трех методов определения пластг
но-вязких свойств торфомассы.—Коллоидный журнал, 191
т. 3, № 3, с. 217—225.
96. Кусаков М. М. Применение двухмерных методов в реологии.
Инженерно-физический журнал, 1960, т. 3, № 4, с. 132—14
97. Леви С. М. О законе течения вязко-пластичной среды Швед
ва.—Коллоидный журнал, 1955, т. 17, № 2, с. 158—159.
98. Леонов А. И., Малкин А. Я., Виноградов Г. В. О влиян
жесткости динамометрических устройств на результаты реол
гических измерений.—Коллоидный журнал, 1964, т. 26, N°
с. 335—340.
99. Лимонов Г. Е. Исследование объемного сжатия мяса и мяс
374

продуктов и истечения их через отверстия и насадки. Канди¬
датская диссертация.-М.: МТПММП, 1967.—167 с.
100. Липатов С. М. Физико-хпмни коллоидов. М.; Л.: Госхимиздат,
1948,—372 с.
101. Лыков А. В. Тепломассообмен,—М.: Энергия, 1972—560 с.
102. Максимов А. М., Лившиц С. 3., Горбатов А. В. Механизиро¬
ванная мойка спусков. Мясная индустрии СССР, 1958, № 4,
с. 11—13.
103. Максимов А. С. Исследование влияния колебаний на реологи¬
ческие свойства конфетных масс и их течение по каналам
формующих машин. Кандидатская диссертация.—М.: МТИ1111,
1977—223 с.
104. Малыгина Е. П. О коэффициенте трения мыла.—Известия ву¬
зов СССР. Пищевая технология, 1972, № 3, с. 117—119.
105. Маслов А. М. Ламинарное течение сред Кессона внутри круг¬
лой трубы и в зазоре между параллельными плоскостями.—
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1968,	№ 2,
с. 175—177.
106. Маслов А. М., Грищенко А. Д. Кривые течения сливочного
масла.—Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1970,
№ 5, с. 163—164.
107. Маслова Г. В., Маслов А. М. Температурно-инвариантная ха¬
рактеристика вязкости рыбных фаршей.—Известия вузов
СССР. Пищевая технология, 1973, № 5, с. 61—63.
108. Материалы XXV съезда КПСС.— М.: Политиздат,	1976.—
256 с.
109. Материалы 5 Всесоюзной конференции по физико-химической
механике.—Уфа: АН СССР, 1971.—251 с.
110. Матц С. А. Структура и консистенция пищевых продуктов.—
М.: Пищевая промышленность, 1972.—239 с.
111. Мачихин Ю. А. Формование и транспортирование высоковяз¬
ких конфетных масс. Докторская диссертация.—М.: МТИПП,
1971,—541 с.
112. Мачихин Ю. А., Бирфельд А. А. Механизация перекачки пра-
линовых масс.—М.: ЦНИИТЭИпщцепром, 1970.—45 с.
113. Медведева А. М. Исследование адгезионных явлений при креп¬
лении резин к металлам клеем на основе изоцианата. Авторе¬
ферат кандидатской диссертации.—М.: МИТХТ им. М. В. Ло¬
моносова, 1967.—20 с.
114. Медведева Т., Косой В. Д., Медведев А. Влияние белковых
добавок на выход и структурно-механические свойства мясного
хлеба. — Мясная индустрия СССР, 1976, № 2, с. 42—44.
115. Метод определения кинематической вязкости растворов же¬
латина/[И. П. Хорев, Д. П. Радкевич, Г. Ф. Афанасьева,
И. А. Стульчинская].—Мясная индустрия СССР. 1977, № 2,
с. 35—38.
116. Методы контроля консистенции и структурно-механических
свойств сыра/[В. П. Табачников, Л. И. Тетерева, 3. X. Дила-
нян, Г. Г. Хачатрян].—М.: ЦНИИТЭИмясомолпром, 1975.—
39 с.
117. Механизм липкости творожно-сырковой массы/ [Н. А. Муса-
баев, А. В. Горбатов, В. И. Башмаков, П. Л. Пахомов].—Мо¬
лочная промышленность, 1969, № 12, с. 18—20.
118. Михайлов Н. В., Ребиндер П. А. О структурно-механических
375

свойствах дисперсных н высокомолекулярных систем.—Колло¬
идный журнал, 1955, т. 17, № 2, с. 107—119.
119. Моор В. Мойка и дезинфекция в молочном деле.— М.: Пнще-
промиздат, 1957.—164 с.
120. Мусабаев Н. А. Исследование структурно-механических свойств
творога и творожных масс. Кандидатская диссертация.—М.:
МТИММП, 1970,—135 с.
121. Небурчилов В. В., Горбатов А. В., Досой В. Д. Перекачивание
колбасного фарша эксцентриково-лопастными вытеснителями,—
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1967,	№	4
с. 102—105.
122. Небурчилов В. ВГорбатов А. В., Никифоров П. П. Опреде¬
ление основных параметров работы роторно-поршневого фар
ше-насоса.—Известия вузов СССР. Пищевая технология, 196S
№ 3, с. 115—118.
123. Никифоров А. Ф., Уваров В. Б. Основы теории специальны:
функций.—М.: Наука, 1974.—303 с.
124. Николаев Б. А. Измерение структурно-механических свойст]
пищевых продуктов.—М.: Экономика, 1964.—223 с.
125. Николаев Б. А., Баранов А. Ф. Исследование структурно-меха
ничсских свойств мяса методом растяжения.—Мясная инду
стрия СССР, 1971, № 12, с. 29—30.
126. Николаев Б. А., Баранов А. Ф., Заяс Ю. Ф. Определение кон
систенции говядины методом растяжения.—Мясная иидустри
СССР, 1976, № 6, с. 35—37.
127. Николаев Б. А., Заяс Ю. Ф., Баранов А. Ф, Исследовани
структурно-механических свойств мышечной ткани говядин
методами растяжения.—Известия вузов СССР. Пищевая те;
нология, 1974, № 2. с- 180—183.
128. Николаев J1. К. Исследование реологических характеристи
пищевого свиного жира в застывшем состоянии и в облас:
его фазовых изменений.—Труды XXIII Европейского конгреа
научных работников мясной промышленности. Сессия «О», У
1977, с. 1—4.
129. Николаев Л. К. Насосы пищевой промышленности.—М.; П
щевая промышленность, 1972—137 с. .
130. Николаев Л. К■ Обобщенные реологические характеристш
смесей мороженого.—Известия вузов СССР. Пищевая технол
гия, 1975, № 3, с. 135—137.
131. Николаев Л. К• Реологические характеристики маргаринов.
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1976,	№
с. 134—136.
132. Новые приборы для контроля реологических свойств мясопр
дуктов / [А. Горбатов, Г. Лимонов, С. Суханова, В. Брайт
О. Боровикова].—Мясная индустрия СССР, 1972, № 10, с. 35
37.
133. Объективная оценка качества мяса и мясных продуктов р<
логическими методами / [Г. Е. Лимонов, С. И. Сухано;
О. П. Боровикова, А. В. Горбатов].—М.; ЦНИИТЭИмясом<
пром, 1975, Обзорная информация. Серия:	Мясная промы
ленность, № 14,-—27 с.
134. Определение основных параметров работы двухвинтового ф:
шенасоса/[В. В. Небурчилов, А. В. Горбатов, В. Д. Кос
376

В. Б. Богдановский, Ю. В. Кацман].—Мясная индустрия СССР,
1969, № 4, с. 33—36.
135. Определение «эталонных» технологических пнраметроп приго¬
товления колбасного фарша и готоной продукции с исполь.то-
ванием жирной говядины /[В. Богдановский, Л. Чудли, Л. Гор¬
батов, В. Косой, В. Елкин].—Мясная индустрии СССР, 1975,
№ 7, с. 30—31.
136. Панченков Г. М. Теория вязкости жидкостей.— М., Л.: Гос-
топтехиздат, 1947.—147 с.
137. Пелеев А. И. Технологическое оборудование предприятий мяс¬
ной промышленности.—М.: Пищевая промышленность, 1971.—
519 с.
138. Пелеев А. И., Бакунц Г. В., Вартанян Г. Г, К теории обработ¬
ки мяса в куттсре. Динамика структурообразования фарша.—
Мясная индустрия СССР, 1971, № 10, с. 26—29.
139. Пелеев А. И., Клименко М. И. К теории машинной обработки
мяса. Исследование процесса трения скольжения мяса по ста¬
ли.—Мясная индустрия СССР, 1966, № 5, с. 45—47.
140. Познышев А. Н. Исследование способов и режимов резания
мяса с учетом его структуры. Кандидатская диссертация.—
М.: МТИММП, 1973,—143 с.
141. Политехнический словарь. Под ред. И. И. Артоболевского.—
М.: Советская энциклопедия, 1976—608 с.
142. Полякова JI. К■ Исследование влияния некоторых технологи¬
ческих факторов на качество рыбной вареной колбасы. Авто¬
реферат кандидатской диссертации.—М.: ВНИРО, 1978.—26 с.
143. Прибор для объективной оценки консистенции колбасных изде¬
лий/[Е. Гольдман, О. Холоднова, А. Большаков, А. Фомин].—
Мясная индустрия СССР, 1969, № 1, с. 29—31.
144. Производство рыбных колбасных изделий/[Н. И. Рехина,
B. Г. Будина, Л. К. Полякова, Ф. И. Верхотурова].—М.: Пище¬
вая промышленность, 1976.—65 с.
145. Пчелин В. А. Поверхностные свойства белковых веществ.— М.:
Гизлегпром, 1951.—146 с.
146. Ратнер С. Б. О внешнем трении резины.—Коллоидный журнал,
1956, т. 17, № 3, с. 373—378.
147. Ребиндер П. А. Конспект общего курса коллоидной химии.—
М.: Изд-во Московского университета, 1950.—112 с.
148. Ребиндер П. А. Физико-хмическая механика дисперсных
структур.—В кн.:	Физико-химическая механика дисперсных
структур, М.: Наука, 1966, с. 3—16.
149. Ребиндер П. А., Влодавец И. Н. Проблемы физической химии
молока.—Молочная промышленность, 1967, № 12, с. 1—5.
150. Реология пищевых масс/(К. П. Гуськов, Ю. А. Мачихин,
C. А. Мачихин, Л. Н. Лунин].—М.: Пищевая промышленность,
1970,—208 с.
151. Реология, теория и приложения. Под редакцией Ф. Р. Эй-
риха.—М.: Изд-во И. Л., 1962.—824 с.
152. Рогов И. А., Горбатов А. В. Новые физические методы обра¬
ботки мясопродуктов.—М.: Пищевая промышленность, 1966.—
302 с.
377

153. Рогов И. А., Горбатов А. В. Связь электропроводности и вяз
кости молока.—Известия вузов СССР. Пищевая технология
1967, № 3, с. 114—117.
154. Рогов И. А., Горбатов А. В. Физические методы обработш
пищевых продуктов.—М.: Пищевая промышленность, 1974-
583 с.
155. Савченко И. В. Сравнение реологических уравнений состояния
найденных при помощи капиллярного и ротационного вискози
метров.—Коллоидный журнал, 1967, т. 29, № 6, с. 887—89С
156. Санина 3. Добавление плазмы крови в фарш сарделек улуч
шает их качество и выход.—Мясная индустрия СССР, 1971
№ 1, с. 29.
157. Седов J1. И. Механика сплошной среды. Т. 1.— М.:	Наука
1970,-492 с.
158. Смолдырев А. Е., Сафонов Ю. К■ Трубопроводный транспорт
концентрированных гидросмесей.—М.: Машиностроение, 1973.—
208 с.
159. Смольский Б. М., Шульман 3. П., Гориславец В. М. Реоди
намика и теплообмен нелинейно вязко-пластичных материалов.—
Минск: Наука и техника, 1970.—446 с.
160. Соколов А. А. Физико-химические и биохимические основь
технологии мясопродуктов.—М.:	Пищевая промышленность
1965.—490 с.
161. Соколов А. А., Заяс Ю. Ф. Получение жировых эмульсий (
помощью ультразвука и их применение.—Мясная индустри:
СССР, 1962, № 1, с. 46—49.
162. Спирин Е. Т., Горбатов А. В. Исследование липкости колбас
ного фарша.—Труды ВНИИМПа, 1970, вып. 22, с. 113—131
163. Спирин Е. Т. Исследование физико-механнческих свойств мя
сопродуктов при адгезии и трении. Кандидатская диссерта
ция.—М.: ВНИИМП, 1970,-160 с.
164. Спирин Е. Т., Горбатов А. В. Исследование внешнего тренш
в условиях контакта мясопродуктов с твердыми поверхностя
ми,—Труды ВНИИМПа, 1970, вып. 22, с. 132—142.
165. Стабилизация концентрированных эмульсий типа М/В водны
ми растворами белков и поверхностно-активных полимеров.
[В. Н. Измайлова, 3. Д. Туловская, Г. М. Письменная
П. А. Ребиндер].—Коллоидный журнал, 1972, т. 34,	№	3
с. 340—345.
166. Табачников В. П. Реологические методы зондирования сыра,-
В кн.: Физико-химические и фнзико-механические процессы i
сыроделии.—Труды ВНИИМСа, М.:	Пищевая промышлен
ность, 1974, вып. 17, с. 84—94.
167. Твердохлеб Г. В., Авакумов А. К■ О структурно-механически:
свойствах сливочного масла поточного способа производства.-
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1967, № 2, с. 61—6Е
168. Теория трення и износа. Сб. статей.— М.: Наука, 1965.— 365 с
169. Титов А. И., Влодавец И. Н., Ребиндер П. А. Процессы струк
турообразования в молочном жире и их значение для произ
водства сливочного масла,—Коллоидный журнал, 1958, т. 2С
№ 1, с. 92—101.
170. Трайнис В. В. О структурно-механических свойствах угольны:
суспензий.—Коллоидный журнал, 1967, т. 29, № 3, с. 424—42S
378

171. Третьякова Н. ИКрюковы II. II. Шидлоаская В. П. Новый
метод определения плотности диетических продуктов,—Сб. сту¬
денческих работ МТИММПа, 1958, вып. 5, с. <14 46.
172. Удельные электропроводности и структурпо-мехшшческие спой
ства мяса и субпродуктовДИ. А. Рогов, Л. В. 1 орбитой,
В.	И. Волчков, В. Д. Косой, В. В. Елкин].—Мясная индустрия
СССР, 1973, № 12, с. 25—31.
173. Уманцев А. 3. О структурно-механических свойствах рыбы.—
Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1975,	№	3,
с. 178—180.
174. Урьев, Н. Б., Талейсник М. А. Физико-химическая механика и
интенсификация образования пищевых масс.—М.:	Пищевая
промышленность, 1976.—240 с.
175. Федоров Н. Е„ Горбатов А. В. Исследование режима движе¬
ния мясного фарша в трубопроводах с помощью рентгеноско¬
пии.—Известия вузов СССР. Пищевая технология, 19(10, № 3,
с. 127—129.
176. Федоров Н. Е., Горбатов А. В., Косой В. Д. Кинематика н
динамика заполнения форм объемных дозаторов пластичио-
вязкими продуктами.—Известия вузов СССР. Пищевая техно¬
логия, 1970, № 6, с. 103—106.
177. Ферри Дж. Вязкоупругие свойства полимеров. М., Изд-во И. Л,
1963.—535 с.
178. Фнзико-механнческие свойства сухих животных кормов/
[В. Ф. Некрашевич, С. М. Немтинов, Е. В. Гаевой, А. И. Сни-
царь].—Мясная индустрия СССР, 1976, № 6, с. 25—27.
179. Физические основы метода определения адгезии мясопродук¬
тов/^. В. Горбатов, В. И. Башмаков, П. Л. Пахомов,
Е. Т. Спирин].—Известия вузов СССР. Пищевая технология,
1970, № 6, с. 129—133.
180. Френкель Я. И. На заре новой физики.— М.: Наука, 1970.—
382 с.
181. Харин С. Е. Движение жидкости по капиллярам малого ра¬
диуса.—Известия вузов СССР. Пищевая технология, 1965, № 6,
с. 111—116.
182. Шевелев А. Ф., Медведовский И. М., Цукерман Д. А. Реко¬
мендации по гидравлическому расчету стеклянных трубопро¬
водов.—М.: ЦБНТИ Минмонтажспецстроя СССР, 1976.—28 с.
183. Шишенко Р. И., Есьман Б. И. Практическая гидравлика в бу¬
рении.—М.: Недра, 1966.—319 с.
184. Шубин Е. М. Некоторые структурно-механические свойства
плавленого сыра в зависимости от применяемых солей-плавнте-
лей.—Известия вузов СССР. Пищевая технология. 1961, № 2,
с. 70—74.
185. Щеголев Г. Г., Топоров Ю. П., Трапезников А. А. Влияние
микроструктуры загустителя в литиевых смазках на граничное
тренне.—Коллоидный журнал, 1967, т. 29, № 5, с. 739—744.
186. Янке Е., Эмде Ф.., Леш Ф. Специальные функции.— М.: Наука,
1968,—344 с.
187. A mechanical model for post—mortem striated muscle. Sto¬
ner D. L., Haugh C. G., Forrest J. C., Sweat V. E.— J. of texture
studies, 1974, v. 4, N 4, p. 483—493.
188. Bourne М. C. A classification of objective methods for measuring
379

texture and consistency of foods.— J. Food Sci. 1966, v. 31, N 6,
pp. 1011—1015.
189. Bourne М. C. Method for obtaining compression and shear co¬
efficients of food using cylindrical punches.— J. Texture Studies,
1975, v. 5, p. 459—469.
190. Bouton, P. E., Harris P. V., Shorthose W. R. Effect of ultimate
pH upon the water—holding capacity and tenderness of mutton.—
J. of Food Sci., 1971, v. 36, N 3, p. 435—439.
191. Brodkey R. S., Lee J., Chase R. C. A generalized velocity
distribution for non—newtonian fluids.— American	Institute of
Chemical Engineers Journal, 1961, v. 7, N 3, p. 392.
192. Cristiansen E. B., Craig S. E., Jr Heat Transfer to pseudoplastic
fluids in laminar flow.— American Institute of Chemical Engineers
Journal, 1962, v. 8, N 2, p. 154—160.
193. Design applications of mechanical properties of solid food ma¬
terials. The Pennsylvania State University, 1975, 198 p.
194. Dodge D. W. Fluid systems.— Industrial Engineering Chemistry,
1959, v. 51, N 7, p. 839—844.
195. Dolezalek J., Htjimar B., Tesarkova H. The effect of some tech¬
nological factors on rheological properties of soured milk pro¬
ducts.— Sb. VSCHT Praze, 1972, E33, p. 47—65.
196. Drake В. K. Automatic recording properties of foodstuffs.—
J. of Food Sci., 1962, v. 27, N 2, p 182—188.
197. Drake В. K. Food crushing sounds: comparisons of objective and
subjective data.— J. of Food Sci., 1965, v. 30, N 3, p. 556—559.
198. Eirich F. R. Rheology. New York — London. Academic press,
1960, v. 3, 631 p.
199. Food texture measurements in Canada. Cumming D. B., de Man
M. J., Lynch A. G., Mertens W. G., Tanaka M.—J. of Texture
Studies, 1971, v. 2, N 4, p. 441—450.
200. Gorbatov A. V., Gorbatov V. M. Advances in sausage meat
rheology.— J. of Texture Studies, 1974, v. 4, N 4, p. 406—437.
201. Gorbatow A. W., Gorbatow W. M. Die Fleisseigenschaften des
rehen Fleischbrates.— Die Fleischwirtschaft, 1970, Jr. 50, N 3,
s 297 311
202. Gorbatow W. М., Spirin E. Т., Gorbatow A. W. Einige Aspekte
fiber die Theorie der Adhasion von serkleinertem Fleisch.— Die
Fleischwirtschaft, 1971, jg. 51, N 3, s. 309—312.
203. Gorbatov V■ M-, Spirin E. Т., Gorbatov A. V. Some aspects of
the theory of comminuted meat adhesion.— J. of Food Technol.,
1972, v. 7, N 1, p. 1—11.
204. Grau R. Fleisch und Fleischwaren. Verlag P. Parey in Berlin
und Hamburg, 1969, 312 s.
205. Haighton A. J. Die Konsistenz von Margarine und Fetten.—
Fette, Seifen, Anstrichmittel, 1963, N 6, s. 479—482.
206. Hamm R., Rede R. Zur Rheologie des Fleisches. VII. Einfluss
des Fetgehaltes und der Temperature auf das Fleissvorhalten von
Braten.— Die Fleischwirtschaft, 1975, Jg. 55, N 1, s. 199—202.
207. Hamm R., Riesner К• Zur Rheologie des Fleisches—Die Fle¬
ischwirtschaft, 1967, Jg. 47, N 10, 1122—1128; 1968, Jg. 48, N 2,
s. 192—201.
208. Hatnmerle J. R., Mohsenin N. N. Determination and analysis
of failure stresses in egg shells.— J. Agric. Engng. Res., 1967,
v. 12, N 1, p. 13—21.
380

209. Metzner A. В., Gluck D. F. Heat Transfer to non — newtonian
fluids under laminar—flow conditions.— Chem. Engng Sci., 1960,
v. 12, N 3, p. 185-190.
210. Mohsenin N. N. Application of engineering techniques to eva¬
luation of texture of solid food materials.— J. of Texture Studies,
1970, N 1, p. 133—154.
211. Puolanne E. Verfahren fur die Bestimmung der Kcmsistens von
Briihwurst.— Die Fleischwirtsc.haft, 1975, Jg. 55, N 9, s. 1267—
1270.
212. Rede R., Hamm R. Zur Rheologie des Fleisches. VI. Dass thi-
xotope Verhalten von Modellbraten.— Die Fleischwirtschaft, 1973,
Jg. 53, N 9, s. 1279—1282, 1285.
213. Samel R., Muers М. M. The age—thickening of sweetened con¬
densed milk (Rheological properties).— J. Dairy Research, 1962,
v. 29, N 3, p. 249—258.
214. Scott—Blair G. W. Le properties rheologiques des denrees ali-
mentaires. Annales de la Nutrition en de l’Alimentation.— Revue
bimestriclle, 1969, v. 23, N 5, p. 80—93.
215. Scott—Blair G. W. Rheology of foodstuffs.— Period. Polytechn.
Chem. Eng., 1972, v. 16, N 1, p. 81—84.
216 Sherman P. General introduction to rheological properties of
foods.— Dachema—Monogr., 1974, v. 77, N 1505—1536, p. 9—27.
217. Steiner E. //. Fine Studie fiber die Gultigkeit der Casson—Fliess—
gleichung fur geschmolzene Schokolade bei niedrigen Schergefal-
len und versqhiedenen Temperaturen.— Rev. internat. chocolat.,
1962, Jg. 17, N 5, s. 198, 200—204.
218. Stevenson J. S. Mixture density apparatus. Pat. USA. cl. 73—433,
N 3330160, Appl. 30,10.64, Publ. 11.07.67.
219. Tuomy J. M. Definition and measurement of meat texture in
military development and procurement.— J. of Texture Studies,
1976, v. 7, N 1, p. 5—9.
220. Voisey P. W. Engineering assessment and critique of instruments
used for meat tenderness evaluation.— J. of Texture Studies, 1976,
v. 7, N 1, p. 11—48.
221. Voisey P. W. Modernization of texture instrumentation.— J. of
Texture Studies, 1971, v. 2, N 2, p. 129—195.

ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение 3
Глава I
Основы реологии мясных и молочных продуктов 8
Общие положения 8
Основные уравнения напряжений и деформаций 14
Классификация реологических тел и нх основные струк¬
турно-механические свойства 29
Влияние температуры и влажности на структурно-меха¬
нические свойства 44
Глава II
Методы и приборы для измерения структурно-механиче¬
ских свойств мясных и молочных продуктов 49
Общие положения 49
Методы и приборы для измерения сдвиговых свойств 53
Ротационные вискозиметры 55
Капиллярные вискозиметры 88
Пенетрометры, консистометры и другие вискози¬
метры 102
Методы и приборы для измерения компрессионных ха¬
рактеристик 111
Методы и приборы для измерения характеристик про¬
дуктов на границе раздела с твердыми телами 121
Глава III
Сдвиговые свойства мясных и молочных продуктов 133
Сдвиговые свойства твердообразных продуктов 133
Влияние различных технологических факторов на струк¬
турно-механические свойства 147
Сдвиговые свойства жидкообразных продуктов и влия¬
ние на них различных технологических факторов 186
Глава IV
Компрессионные характеристики и плотность мясных и
молочных продуктов 209
Компрессионные характеристики мясных продуктов 209
Компрессионные характеристики молочных продук¬
тов 231
Плотность мясных и молочных продуктов 235
382

Глава V
Поверхностные характеристики мясных и молочных
продуктов 240
Адгезионные характеристики (липкость) мясных и мо¬
лочных продуктов 240
Фрикционные характеристики мясных и молочных про¬
дуктов 262
Глава VI
Реологические исследования и расчеты некоторых ра¬
бочих органов машин 273
Общие положения 273
Приборы, стенды и методы исследования рабочих ор¬
ганов машин 276
Уравнения движения пластично-вязких продуктов 289
Реологические расчеты 308
Глава VII
Устройства для перемещения пластичио-вязких мясных
и молочных продуктов 323
Насосы 323
Устройства для пневмогидротранспортировки продук¬
тов 352
Приложения 361
Предметный указатель 363
Синеок использованной литературы 369
t