/
Текст
ВСЕСОЮЗНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ
ЗАВОДСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ
СБОРНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ИЗДЕЛИЙ
ВНИИЖЕЛЕЗОБЕТОН
Н. Б. Марьямов
ТЕПЛОВАЯ
ОБРАБОТКА ИЗДЕЛИЙ
НА ЗАВОДАХ СБОРНОГО
ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
(процессы и установки)
Издательство литературы по строительству
Москва —1970
УДК 666.9Т635.5+666.982.013
Научный редактор Л. А. Кайсер
В книге обобщены результаты исследований теплофизиче-
ских процессов и установок для тепловой обработки железо-
бетонных изделий, которые проводились под руководством ав-
тора в институте ВНИИЖелезобетон.
Рассматриваются методы тепловой обработки железобе-
тонных изделий при различных технологических схемах их
производства. Излагаются теоретические основы и экспери-
ментальные данные, характеризующие процессы тепло- и мас-
сообмена при тепловой обработке бетонов. Даются описание
и анализ работы различных установок для ускоренного твер-
дения бетона, применяемых в промышленности. Приводятся
тепловые расчеты, необходимые для определения оптимальных
режимов тепловой обработки железобетонных изделий и опти-
мальных параметров работы тепловых установок; различные
схемы автоматизации процесса тепловой обработки железобе-
тонных изделий в установках ускоренного твердения бетона.
Книга предназначена для широкого круга инженерно-тех-
нических работников заводов сборного железобетона и проект-
ных организаций, а также может быть использована в качестве
учебного пособия для технологических строительных вузов и
факультетов.
Табл. 26, рис. НО; библиография: 86 назв.
3—2—9
192—1969
Марьямов Наум Борисович
ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА ИЗДЕЛИИ
НА ЗАВОДАХ СБОРНОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
(процессы и установки)
# * *
Стройиздат
Москва, К-31, Кузнецкий мост, д. 9
* * *
Редактор издательства Глезарова И. Л.
Оформление художника Эр мана Э. Л.
Технический редактор Мочалина 3. С.
Корректоры Л. П. Бирюкова, Е, Н. Кудрявцева
Сдано в набор 17/VI 1969 г. Подписано к печати 12/ХП 1969 г.
Т-17119. Бумага 84X108»/s2—4,25 бум. л. 14,28 усл. печ. л.
(уч.-изд. 13,84 л.)» Тираж 5.700 экз. Изд. № VI-9528.
Зак. № 894. Цена 79 к.
Владимирская типография Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров- СССР
Гор. Владимир, ул. Победы, д. 18-6
Одним из важнейших резервов увеличения производ-
ства железобетонных изделий является совершенствова-
ние процесса тепловой обработки, который, как извест-
но, занимает 70—80% времени всего цикла их изготов-
ления. Известно также, что тепловая обработка, как
правило, в той или иной степени снижает показатели
физико-механических свойств бетона по сравнению с до-
стигаемыми при его твердении в условиях нормальной
температуры во влажной среде, и снижает их в тем
большей степени, чем интенсивнее и «жестче» режимы
тепловой обработки. Это особенно заметно отражается
на морозостойкости бетона. Качество и долговечность
бетонных и железобетонных изделий и конструкций,
прошедших тепловую обработку пропариванием, в зна-
чительной степени зависят от того, насколько в таких
условиях удается сохранить ненарушенной структуру
и достигнутую в процессе формования плотность бе-
тона.
Режимы тепловой обработки бетонных и железобе-
тонных изделий, т. е. изменение температуры паровоз-
душной среды в зависимости от времени, определяются
на основании исследований, проводимых над образцами
этих изделий — кубами. При этом совершенно не учи-
тывается, что кинетика нагрева изделия может весьма
значительно отличаться от кинетики нагрева куба. Так,
например, центр бетонного куба с ребром в 0,15 м при
начальной температуре бетона 20°С и температуре па-
ровоздушной среды камеры 100° С за 3 ч нагревается до
92° С, в то же время центр бетонной панели, имеющей
толщину, равную ребру куба, при тех же условиях на-
гревается только до 60° С. Соответственно этому темпе-
1*
3
рятурныр грядиенты1 по толптине будут равны: в кубе—
106 град)м, в панели—534 град)м. Различие в величине
градиентов температур в кубе и изделии обусловит раз-
личие в протекании процессов, влияющих на структуро-
образование бетона (миграция влаги, объемные измене-
ния в материале) и в конечном счете в величине полу-
чаемой прочности.
В настоящей работе приведен приближенный метод
определения температурных градиентов по толщине из-
делий, если известно изменение по времени температуры
среды в камере. Этот метод позволяет решать и обрат-
ную задачу: определить, как должна меняться темпера-
тура среды в камере для того, чтобы градиент темпера-
тур по толщине данного изделия не превышал бы за-
данной величины. Пользуясь этим методом, можно по
данным лабораторных испытаний устанавливать опти-
мальные режимы тепловой обработки бетонных и желе-
зобетонных изделий в производственных условиях.
На заводах сборного железобетона применяются раз-
личные установки ускоренного твердения бетона. Повы-
шение эффективности работы этих установок является
важнейшим мероприятием по увеличению выпуска про-
дукции.
Немаловажное значение имеет также сокращение
удельных расходов тепла на тепловую обработку бето-
на. Большие удельные расходы тепла вызывают на мно-
гих предприятиях перебои в работе, особенно в зимнее
время.
В связи с этим приобретают большое значение иссле-
дование теплотехнических характеристик установок для
тепловой обработки изделий и разработка расчетов по
определению минимально необходимых удельных рас-
ходов тепла на тепловую обработку.
1 Здесь под температурным градиентом понимается перепад тем-
ператур между поверхностью и центром образца (изделия), отне-
сенный к расстоянию между ними.
Г Л А В А 1
ТЕПЛОНОСИТЕЛИ,
ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ ПРИ ТЕПЛОВОЙ
ОБРАБОТКЕ БЕТОННЫХ
И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
В качестве теплоносителей при тепловой обработке
бетона в настоящее время применяются пар, электриче-
ская энергия и продукты сгорания природного газа. На-
иболее распространенным теплоносителем является пар.
Объясняется это тем, что технология изготовления бе-
тонных и железобетонных изделий с использованием па-
ра наиболее проста и универсальна. Действительно, пар,
получаемый в котельной установке или от ТЭЦ, т. е.
в каком-то центральном пункте, можно легко подать в
самые различные установки ускоренного твердения бе-
тона, будь то ямные или туннельные камеры, автокла-
вы, прокатные станы или какие-нибудь стендовые уста-
новки, в которых проходят тепловую обработку специ-
альные изделия, например железобетонные трубы. Кро-
ме того, этот же пар можно использовать для нагрева
воды, заполнителей бетона, отопления помещений и т. д.
Таким образом, завод, изготовляющий изделия большой
номенклатуры, имеющий различные установки, исполь-
зующие тепло, может воспользоваться паром как еди-
ным теплоносителем.
Однако пропаривание не является достаточно эффек-
тивным методом тепловой обработки для изделий боль-
шой толщины (более 25—30 см), изготовленных из лег-
ких бетонов низких марок и имеющих малый коэффици-
ент теплопроводности. Исследования, проведенные
НИИЖБом, ВНИИЖелезобетоцом, а также производст-
венный опыт заводов в Москве, Владивостоке, Горьком
и др. показывают, что для таких изделий в ряде случа-
ев целесообразно использовать в качестве источника
тепла для тепловой обработки бетона электроэнергию и
природный газ.
Существуют три способа применения электрической
б
энергии для ускорения твердения бетонов:—электропро-
грев бетона изделий в формах; предварительный элек-
троразогрев бетонной смеси в бункере с укладкой горя-
чей смеси в форму («горячее формование») и последую-
щим термосным выдерживанием бетона; обогрев бетона
электронагревательными элементами.
При электропрогреве твердение бетона ускоряется
благодаря теплу, выделяющемуся при прохождении че-
рез бетон электрического тока. На этом же основан
электроразогрев бетона при «горячем формовании» из-
делий. Эти способы не требуют специальных установок
(камер) для тепловой обработки бетона и в настоящей
работе не рассматриваются.
При электрообогреве бетона тепло, необходимое для
ускорения его твердения, поступает от установленных в
камере электрических нагревателей — электрических
ламп, спиралей, трубчатых электрических нагревателей
(ТЭНов) и др., которые являются источниками инфра-
красных лучей. В этом случае тепло передается бетону
непосредственно от горячей поверхности нагревателей
путем излучения и от нагретой воздушной среды каме-
ры путем конвекции, т. е. изделия подвергаются радиа-
ционно-конвективному нагреву в сухой воздушной среде.
Электрические излучатели инфракрасных лучей (элек-
трические нагреватели) с успехом могут быть заменены
газовыми инфракрасными излучателями, работающими
на природном или сжиженном газе. Применение газовых
инфракрасных излучателей вместо электрических может
дать, в зависимости от конкретных условий, значитель-
ный технико-экономический эффект.
Тепловая обработка бетона продуктами сгорания
природного газа производится в камерах, куда поступа-
ет газовоздушная смесь заданной температуры, получен-
ная сжиганием газа в выносной топке.
Рассмотрим основные физические параметры тепло-
носителей, влияющие на режимы тепловой обработки
бетона и необходимые при теплотехнических расчетах
установок для ускорения твердения бетона.
1. ВОДЯНОЙ ПАР
И ЕГО ОСНОВНЫЕ ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Насыщенный и перегретый пар и их параметры. На-
сыщенным паром называется пар, находящийся в равно-
весном. состоянии с жидкостью, из которой он образует-
6
«J
ЕГ
S
ч
«J
Н
С^ЮССОСЧтГФСОССЧ^
ся. Температура насыщенного пара является однознач-
ной функцией его давления, т. е. каждому определенно-
му давлению насыщенного пара соответствует опреде-
ленная температура, и наоборот. При увеличении объе-
ма насыщенного пара при его постоянной температуре
и контакте с жидкостью некоторое количество жидкости
переходит в пар, при уменьшении же объема при посто-
янной температуре пар переходит в жидкость, но как
в первом, так и во втором случае давление пара остает-
ся постоянным, соответствующим температуре процесса.
Насыщенный пар может быть сухим и влажным.
Сухой насыщенный пар не содержит жидкости. Влаж-
ный насыщенный пар представляет собой смесь пара с
мельчайшими капельками жидкости, равномерно распре-
деленными по всей его массе и находящимися в нем во
взвешенном состоянии. Объем и температура сухого на-
сыщенного пара являются только функциями давления.
Вследствие этого состояние сухого насыщенного пара
определяется только одним параметром, например дав-
лением или температурой. В табл. 1 приведены основные
параметры сухого насыщенного водяного пара (t — тем-
пература в °C; р — давление в ат-, и —удельный объем
в мя1кг-, i — теплосодержание в ккал!кг-, г — скрытая теп-
лота испарения в ккал!кг).
Состояние влажного пара определяется двумя пара-
метрами: давлением или температурой и степенью сухо-
сти. Степенью сухости водяного пара называется весо-
вая доля сухого пара в его составе, которая обозначает-
ся через х. Весовая доля жидкости в составе влажного
пара обозначается через у. Очевидно, что
У = 1 —х.
При этом для сухого пара х=1, а для образующей пар
жидкости х = 0.
При давлениях до 20 ат удельный вес сухого насы-
щенного пара можно подсчитать по приближенной фор-
муле
у = 0,5 р,
которой можно пользоваться при ориентировочных рас-
четах.
Теплосодержание насыщенного пара складывается из
тепла нагрева жидкости до температуры испарения и
скрытой теплоты парообразования или теплоты испаре-
ния. Значения этих теплот при данном давлении пара
8
постоянны, поскольку этому давлению соответствует по-
стоянная температура, и могут быть взяты из табл. 1.
Как показывает таблица, теплосодержание пара по-
вышается с температурой, в то время как скрытая теп-
лота испарения уменьшается. При некотором критичес-
ком значении температуры (374° С) и соответствующем
критическом давлении (225,05 кГ/см2) скрытая теплота
парообразования становится равной нулю и вода, буду-
чи нагретой до этой температуры (при соответствующем
ей давлении), всей массой мгновенно превращается в
пар без дополнительной затраты тепла. Теплосодержа-
ние насыщенного пара в зависимости от температуры
может быть подсчитано по формуле с достаточной прак-
тической точностью
iH = 595 + 0,47 ta ккал/кг, (1-1)
где 595 — теплосодержание насыщенного пара при температуре 0° С
в ккал/кг; 0,47 — теплоемкость насыщенного пара в ккал!кг у,
Хград; t„— температура насыщенного пара в °C.
Перегретым паром при данном давлении называется
пар, температура которого выше температуры насыщен-
ного пара того же давления. Перегретый пар отличается
от насыщенного тем, что у него нет определенной зави-
симости между температурой и давлением: при данном
давлении перегретый пар в зависимости от количества
сообщенного ему тепла может иметь различные темпера-
туры, превышающие значения температур, приведенные
в табл. 1. Разность температур перегретого и насыщен-
ного пара того же давления называется степенью пере-
грева.
Теплосодержание перегретого пара при данном дав-
лении представляет собой сумму теплосодержаний насы-
щенного пара того же давления и теплоты перегрева,
т. е.
tn = tjj -Г Сц (/ц ^н) населI/са, (1.2)
где сп — теплоемкость перегретого пара в ккал/кг град-, ta — тем-
пература перегретого пара в град; (tn——температура пе-
регрева в град.
Так как теплоемкость перегретого пара близка
к теплоемкости насыщенного пара (0,47 ккал!кг- град),
то
in = 595 + 0,47 tH + 0,47 (^ — ts) = 595 + 0,47 ta.
9
Следовательно, для определения теплосодержания
перегретого пара можно пользоваться таблицами для на-
сыщенного пара, беря температуру /н=^п- При этом мак-
симальная ошибка не будет превышать 0,2%.
В котельных установках промышленности сборного
железобетона получается влажный пар, степень сухости
которого обычно находится в пределах 0,95—0,98. Одна-
ко несмотря на это в тепловые установки (каме-
ры, кассеты, прокатные станы) пар может посту-
пать как влажным насыщенным, так и сухим насыщен-
ным, или перегретым. Как будет показано ниже, это за-
висит от давления и степени сухости пара в котельной
установке и степени дросселирования пара на входе в
установку для ускоренного твердения бетона.
Для тепловой обработки тяжелого бетона рекоменду-
ется применять влажный или сухой насыщенный пар.
Такой пар легко конденсируется на поверхности пропа-
риваемого изделия, интенсивно нагревая его, и создает
паровоздушную среду в камере со 100%-ной относитель-
ной влажностью, в которой практически не происходит
испарение влаги из бетона.
Перегретый пар конденсируется гораздо труднее, чем
сухой насыщенный или влажный. Конденсация перегре-
того пара наступает после того, как он потерял тепло пе-
регрева, т. е. когда его температура понизилась до тем-
пературы сухого насыщенного пара. Перегретый пар,
попадая на поверхность бетона, может вызвать пересуш-
ку его и тем самым снизить его прочность. Если по рас-
чету или измерениям окажется, что в камеру поступает
перегретый пар, то необходимо принять меры для его
увлажнения, например, пропуская пар через воду или
распыляя ее форсунками в рабочий объем камеры.
i — s-диаграмма водяного пара. При поступлении па-
ра из котельной установки в установку для тепловой об-
работки бетона и в течение всего процесса тепловой об-
работки происходит изменение состояния пара и его па-
раметров. Определение состояния пара и его параметров
для различных условий легче всего производить с по-
мощью i — s-диаграммы водяного пара. Эта диаграмма
строится в координатах теплосодержания i и энтро-
пии s.
Такие диаграммы даны в приложениях к любому
курсу технической термодинамики. Здесь же (рис. 1)
приведена часть i — s-диаграммы, соответствующая
области параметров пара в системе пароснабжения пред-
приятий сборного железеботона.
Истечение и дросселирование водяного пара. Как
известно из термодинамики, при адиабатическом процес-
Знтропия 5, ккап/кград
Рис. 1. i‘—s-диаграмма водяного пара
се истечения газов и паров через отверстия, т. е. без под-
вода и отвода тепла, скорость истечения выражается
формулой
2g-—Ц-
F К — 1
1-
Yi
(1.3)
где k — показатель адиабаты, для сухого насыщенного пара k =
= -1,135, для перегретого пара й = 1,3; <р — скоростной коэф-
фициент, равный 0,92—0,95; Р\~ давление пара до суживаю-
щего устройства (сопла, диафрагмы, отверстия) в кГ/л2; —
удельный вес пара при том же давлении в кг/л3; р2 — давление
пара после суживающего устройства в кГ/м2-, g— ускорение
силы тяжести в м/сек2.
И
---Так—как—секундный—весовой—расход—беек — Е1Гу2
(где у2 — удельный вес пара в конце истечения; F —
площадь выходного сечения), а
Y2 = Yi(—УК (1-4)
X Pi /
то из последнего выражения и формулы (1.3) следует,
что расход достигает максимального значения при неко-
тором отношении давлений р2/pi, которое получается при
/ \2_ / V+1
нахождении максимума выражения I — I * — — I * .
X Pi / X Pi /
Продифференцировав его по — и приравняв нулю, по-
Pi
лучим:
2 ( Р2 V 1 ( Р2 W = 0.
k \ Pl / k \ Р! ]
Из этого соотношения находим так называемое крити-
ческое отношение давлений, соответствующее макси-
мальному расходу
Критическое отношение давлений для перегретого пара
(pzl Pi) кр = 0,546.
Для сухого насыщенного пара (р2/Р1)кр = 0,57. Рас-
четы по формуле (1.3) могут быть произведены, если
режим истечения является докритическим, т. е. когда
— >0,577 для сухого насыщенного пара, или — >0,546
Pi Pi
для перегретого пара. Скорость истечения, а следова-
тельно, и расход легко определить по i—s-диаграмме.
Принимая во внимание, что при адиабатическом про-
цессе истечения энтропия сохраняется постоянной, этот
процесс на i—-s-диаграмме будет характеризоваться пря-
мой s = const (линия 3—К), параллельной оси ординат.
Зная начальные и конечные параметры пара, по i—s-
диаграмме можно определить начальное значение тепло-
содержания i и его конечное значение, а затем подсчи-
тать скорость по формуле
W= 91,3<р ]/1\ — ia м)сек.
Если в трубопроводе (постоянного или переменного
сечения) имеется сужение, то после прохождения через
12
это сужение пара давление его падает. Это явление по-
ппжения давления при проходе через сужение называет-
ся торможением, мятием или дросселированием.
Любой вентиль, кран или задвижка в паропроводе
(особенно при неполном открытии) вызывает торможе-
ние пара и, следовательно, падение давления. При этом
скорости пара до и после сужения практически оказыва-
ются равными. Таким образом, торможение вызывает
только уменьшение давления, теплосодержание же оста-
ется неизменным, так как вследствие постоянства скоро-
стей отсутствует изменение кинетической энергии пото-
ка. На i—s-диаграмме процесс дросселирования изобра-
зится прямой i = const (линия 1—2 на рис. 1), параллель-
ной оси абсцисс.
Пример. Насыщенный водяной пар давлением р=4 ат и сте-
пенью сухости х=0.97 после дросселирования поступает в ямную
камеру при давлении р = 1,2 ат. Найти параметры пара после дрос-
селирования.
На рис. 1 точка 1, определяемая параметрами pi = 4 ат и Xi =
= 0,97, соответствует состоянию пара до дросселирования; точка 2,
лежащая в пересечении горизонтали, проходящей через точку 1 и
изобары 1,2 ат, соответствует состоянию пара после дросселирова-
ния. По положению точек 1 и 2 находим:
= 142; /2 — Ю4; х2 = 0,997; = 0,46 мъ1кг-, v2 = 1,45 л?/кг.
Как видим, при дросселировании пара степень сухости его и удель-
ный объем увеличились, а температура уменьшилась.
2 ОСНОВНЫЕ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ
ВЛАЖНОГО ВОЗДУХА
Тепловая обработка бетона, как правило, происходит
во влажном воздухе, который представляет собой смесь
сухого воздуха и водяного пара. В зависимости от того,
каково содержание водяного пара, такую среду называ-
ют еще воздушно-паровой или паровоздушной
смесью.
Как сухой воздух, так и водяной пар, особенно в пе-
регретом состоянии, с достаточной для технических рас-
четов точностью подчиняются известным из термодина-
мики законам идеальных газов и газовых смесей. Для
механической смеси двух идеальных газов справедлив
закон Дальтона: если в одном и том же объеме заклю-
чены два различных газа, то каждый газ заполняет весь
объем, как если бы другого газа и не было. Давление
любого из этих газов называется его парциальным дав-
13
их парциальных давлений. Если парциальное давле-
ние воздуха обозначить рв, а парциальное давление па-
ра рп, то общее давление влажного воздуха будет равно
р = рв + рп. (1-5)
Применяя уравнения состояния в отдельности для пара
и воздуха, получим
Рп^СМ ~ GnRnTcMt
Рв^СМ — GbRbT см,
где рп и рв — парциальные давления водяных паров и сухого возду-
ха в кг/м1; Gn и GB — вес водяных паров и сухого воздуха
в данном объеме влажного воздуха в кг; Тем— общая
абсолютная температура смеси; оСм — общий объем сме-
си в м3; /?п=47,06 и Рв = 29,27— газовые постоянные водя-
ного пара и сухого воздуха в кГ • м/кг • град.
Разделив первое уравнение на второе и считая, что
общее давление влажного воздуха равно барометриче-
скому давлению В, т. е.
В = Рп + Рв,
получим
-^- = 0,622 Рп (1.6)
Ов В Рп
Величина х= —S- кг/кг, показывающая, какое коли-
GB
чество водяных паров в кг приходится на 1 кг сухого
воздуха, называется влагосодержанием влажного воз-
духа. Так как эта величина мала, то для удобства обыч-
но выражают влагосодержание влажного воздуха в г
на 1 кг воздуха и обозначают через d г/кг; очевидно
d^Q22~^—. (1.7)
•В-Рп
Из формул (1.6) и (1.7) следует, что
Gx 13d .. q,
Рп — ------- =-------. (1 .о)
0,622 + х 622 + d '
Таким образом, влагосодержание воздуха при данном
барометрическом давлении есть функция только парци-
ального давления, и наоборот, т. е. pa = f(d). Если взять
для водяного пара уравнение состояния реального газа,
то более точно при заданном В будем иметь d = f(p; t).
14
Таблица 2
Параметры Паровоздушной смеси при В=760 лгл рт. ст.
Температура смеси в °C Парциальное давление насыщенного водяного пара в смеси Удельный вес в кг(м9
в кГ/м3 в мм pm. cm, сухого воздуха насыщенной паровоздушной смеси
1 2 3 4 5
5 88,9 6,54 1,27 1,27
10 125,13 9,21 1,248 1,242
15 173,76 12,79 1,226 1,218
20 238,3 17,54 1,205 1,195
22 269,4 19,83 1,197 1,185
24 304,1 22,38 1,189 1,176
26 342,6 25,21 1,181 1,166
28 385,3 28,35 1,173 1,156
30 432,5 31,82 1,165 1,146
32 484,7 35,66 1,157 1,136
34 542,3 39,9 1,15 1,126
36 605,7 44,56 1,142 1,116
38 675,5 49,69 1,135 1,107
40 752 55,32 1,128 1,097
• 42 836 61,5 1,121 1,086
44 927,9 68,26 1,114 1,076
46 1028,4 75,65 1,107 1,065
48 1138,2 83,71 1,1 1,054
50 1257,8 92,51 1,093 1,043
51 1321,6 97,2 1,09 1,037
52 1388,1 102,1 1,086 1,031
53 1457,5 107,2 1,083 1,025
54 1529,8 112,5 1,08 1,019
55 1605,1 118 1,076 1,013
56 1683,5 123,8 1,007 • 1,007
57 1765,3 129,8 1,07 1,001
58 1850,4 136,1 1,067 0,996
59 1939 142,6 1,063 0,989
60 2031 149,4 1,06 0,983
61 2127 156,4 1,057 0,976
62 2227 163,8 1,054 0,969
63 2333 171,4 1,051 0,963
64 2438 179,3 1,048 0,957
15
Продолжение табл. 2
Температура смеси в °C Парциальное давление насыщенного водяного пара в смеси Удельный вес в кг/м*
в кГ/я2 в мм pm. cm. сухого воздуха насыщенной паровоздушной смеси
1 2 3 4 5
65 2550 187,5 1,044 0,949
66 2666 196,1 1,041 0,942
67 2787 205 1,038 0,935
68 2912 214,2 1,035 0,929
69 3042 223,7 1,032 0,92
70 3177 233,7 1,029 0,912
71 3317 243,9 1,026 0,905
72 3463 254,6 1,023 0,896
73 3613 265,7 1,020 0,889
74 3769 277,2 1,017 0,879
75 3931 289,1 1,014 0,871
76 4098 301,4 1,011 0,863
77 4272 314,1 1,009 0,853
78 4451 327,3 1,006 0,844
79 4637 341 1,003 0,835
80 4829 355,1 1 0,826
81 5028 369,7 0,997 о;81б
82 5234 384,9 0,994 0,807
83 5447 400,6 0,992 0,797
84 5667 416,8 0,989 0,786
85 5894 433,6 0,986 0,778
86 6129 450,9 0,983 0,769
87 6372 468,7 0,981 0,751
88 6623 487,1 0,978 0,746
89 6882 506,1 0,975 0,733
90 7149 525,8 0,973 0,724
91 7425 546,1 0,97 0,712
92 7710 567 0,967 0,701
93 8004 588,9 0,965 0,689
94 8307 610,9 0,962 0,678
95 8619 633,9 0,959 0,664
96 8942 657,6 0,957 0,652
97 9274 682,1 0,954 0 634
98 9616 707,3 0,951 0,625
99 9969 733,2 0,949 0,612
100 10332 760 0,947 0,599
16
Если количество влаги относить к 1 д3 влажного возду-
ха, то это отношение называется абсолютной влаж-
ностью воздуха.
Так как по закону Дальтона объем смеси равен объ-
ему каждого компонента смеси, то абсолютная влаж-
ность воздуха равна удельному весу пара в смеси при
данной температуре и данном ее парциальном давлении.
Абсолютную влажность принято обозначать через уп.
В процессе тепловой обработки бетона особенно важно
знать степень насыщения воздуха паром, которая опре-
деляется относительной влажностью, так как от этого
зависит интенсивность испарения воды из бетона.
Относительной влажностью воздуха (ср) называется
отношение абсолютной влажности к максимальному ве-
су водяного пара (умакс), которое может содержаться
в 1 л3 воздуха при той же температуре и данном баро-
метрическом давлении, т. е.
7макс
Если температура меньше той, при которой давление
пара становится равным барометрическому (при нор-
мальном барометрическом давлении эта температура
равна 100°С), то уМакС будет равен удельному весу на-
сыщенного пара при данной температуре, т. е. умакс = ун,
тогда
Допуская, что водяной пар является идеальным га-
зом, можно, пользуясь уравнением Клапейрона, заме-
нить отношение удельных весов отношением парциаль-
ных давлений, т. е. принять
Ун Рн
где рн — парциальное давление насыщенного пара. Та-
кое допущение может дать максимальную ошибку .в 1 —
2%, что вполне допустимо для технических расчетов.
Парциальное давление насыщенного пара при раз-
личных температурах можно определить по табл. 2.
Иногда относительную влажность воздуха можно еще
определить как отношение влагосодержания воздуха при
17
данной температуре к влагосодержанию при той же тем-
пературе, но при полном насыщении, т. е.
Пользуясь вышеприведенными формулами и выра-
жая удельный вес сухого воздуха соотношением
ув= 1,293 — • ,
г ТВ
получим следующую формулу для подсчета удельного
веса влажного воздуха:
, опо 273 /, 0,378 \
?см= 1,293 —- 1 ----’—рп =
• / \ о /
, ОП„ 273 /, 0,378 \
= 1,293 — р------
Из этой формулы видно, что при одинаковых значе-
ниях температуры и общего давления с увеличением от-
носительной влажности воздуха объемный вес его умень-
шается, т. е. при этих условиях влажный воздух легче
сухого.
Количество тепла, которое содержится в смеси воз-
духа и водяного пара, зависит от температуры и весо-
вых соотношений обеих составляющих и называется теп-
лосодержанием влажного воздуха i. Теплосодержание
влажного воздуха относится к 1 кг заключенного в нем
сухого воздуха; отсчитывается оно от 0° С и выражается
следующим образом:
i — св t + ккал/кг сух. возд.,
1000 л
где св — средняя от 0 до t° С теплоемкость сухого воздуха в ккал/кгХ
\град; приближенно св = 0,24 ккал/кг • град\ 1а — теплосодер-
жание 1 кг пара, находящегося в воздухе, при соответствующих
давлении и температуре в ккал/кг, определяемое по формуле
(1.1) или (1.2).
Теплоемкость влажного воздуха, отнесенная к 1 кг
сухого воздуха, выражается следующей формулой:
Ссм = св + у™ сп ккал/кг сух. возд.,
где сп — средняя теплоемкость пара (сп~0,47 ккал/кг • град).
Если требуется определить теплосодержание или теп-
лоемкость смеси, отнесенные к 1 кг смеси, то полученные
выражения необходимо разделить на 1+0,001 d, так как
1g
I кг сухого—воздуха—содержится в 1 + 0,001d кг смеси.
Например, теплоемкость смеси, отнесенная к 1 кг смеси,
будет
с св 4~ о, 001 сп
см~" 1 +0,001d
При тепловой обработке бетона, твердении в есте-
ственных условиях и в ряде других случаев приходится
определять относительную влажность воздуха в уста-
новке и производственном помещении.
Определение относительной влажности воздуха про-
изводится путем измерения температуры влажного воз-
духа «сухим» и «мокрым» термометрами. В результате
испарения влаги с поверхности ткани, в которую обернут
шарик мокрого термометра, последний показывает тем-
пературу более низкую, чем сухой. Разница показаний
сухого и мокрого термометров (психрометрическая раз-
ность) пропорциональна количеству испаряющейся с по-
верхности ткани влаги и, следовательно, зависит от со-
держания водяного пара в воздухе.
Для расчетов, не требующих большой точности, от-
носительную влажность воздуха можно принимать по
табл. 3.
i—d-диаграмма влажного воздуха. Изменение па-
раметров влажного воздуха при тепловой обработке бе-
тона в камерах легко проследить на диаграмме влажно-
го воздуха, называемой i—d-диаграммой1 (на рис. 2 при-
водится часть ее). Диаграмма обычно строится для ба-
рометрического давления р = 745 мм рт. ст. (среднее го-
довое давление в центральном промышленном районе),
но с достаточной точностью может применяться и при
небольших отклонениях от этого давления. На оси абс-
цисс диаграммы откладываются значения влагосодер-
жания d, а на оси ординат — теплосодержание влажного
воздуха i (на 1 кг сухого воздуха). Для удобства поль-
зования диаграммой применяется косоугольная система
координат с осями под углом 135°; поскольку же часть
диаграммы, расположенная под горизонталью, прохо-
дящей через начало координат, практического интереса
не представляет, то значения влагосодержания с наклон-
ной оси спроецированы на горизонтальную ось. Вслед-
ствие этого прямые одинакового теплосодержания (1=
1 i—d-диаграмма дается в учебниках по теории сушки.
2*
19
ю о Таблица относительная влажность в %) 3
Психрометрическая таблица для воздуха, движущегося со скоростью 0,5 м/сек \
эмётри- раз- ) град Температура сухого термометра в 0 С
1 Психр( ческая НОСТЬ I 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 10 0
1 85 87 89 91 92 93 93 94 94 95 95 95 95 95 96 96 96 96 96 9(
2 69 75 79 82 84 86 87 88 89 90 90 91 91 92 92 92 92 93 93 э; 3
3 54 62 69 73 76 78 81 82 83 85 85 85 87 88 88 88 89 89 89 8!
4 40 51 59 65 69 72 74 77 78 80 81 81 82 83 83 84 85 85 86 8<
5 25 39 49 55 61 66 69 71 73 75 76 77 78 79 80 81 81 82 83 8< 3
6 28 40 48 55 59 64. 66 68 70 72 73 74 75 76 77 78 79 79 8( )
7 18 31 41 48 54 58 61 64 66 68 69 70 72 73 74 75 76 76 7'
8 22 33 42 48 53 56 59 62 64 65 67 68 69 71 71 73 73 7'
9 14 26 35 42 47 51 55 .58 60 62 63 65 66 67 68 69 70 7
10 19 30 37 43 47 51 54 56 58 60 62 63 64 65 67 68 61
11 12 23 32 38 43 47 50 53 54 57 59 60 61 62 64 65 6(
12 18 27 34 39 43 46 49 52 54 55 57 59 60 61 62 6< 1
13 12 22 29 35 39 43 46 48 51 53 54 56 57 58 60 6
14 7 17 25 31 36 39 43 45 48 50 51 53 54 55 57 51
15 13 21 27 32 36 39 42 45 47 49 50 52 54 55 5( ►
16 8 17 24 29 33 37 40 42 44 46 48 50 51 52 52
17 13 20 26 30 34 37 39 42 44 46 47 49 50 5
18 10 17 23 27 31 34 37 39 41 43 45 46 48 4! 1
19 6 14 20 25 28 33 35 37 39 41 43 44 46 4’
20 10 17 22 26 29 33 35 37 39 41 43 44 41
21 8 14 20 23 27 30 33 35 37 39 41 42 41
[сихрометри-
Д 9
а
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
Продолжение табл. 3
Температура сухого термометра в °C
5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100
- 11 17 21 25 28 30 33 35 37 39 40 41
9 14 19 23 26 28 31 33 35 37 38 40
6 12 17 20 24 26 29 31 33 35 36 38
10 15 19 22 25 27 29 31 33 35 36
8 13 17 20 23 25 27 29 31 33 34
6 11 15 18 21 24 26 28 30 31 33
9 13 16 19 22 24 26 28 30 31
7 11 15 18 20 23 25 27 28 30
10 13 16 19 21 23 26 27 28
12 15 17 20 22 24 25 27
10 13 16 18 21 22 24 26
12 14 17 19 21 23 25
11 13 16 18 20 22 23
9 12 15 17 18 20 22
11 13 16 17 19 21
10 12 14 16 18 20
9 11 13 15 17 19
8 10 12 14 16 18
7 9 11 13 15 17
10 12 14 16
10 12 13 15
9 11 12 14
9 10 И 13
8 10 10 12
Влагосодержание В г на 1кг сухого воздуха
Рис. 2. i—d-диаграмма для влажного воздуха при р=745 мм рт. ст.
22
= const), нанесенные на диаграмме, идут наклонно под
углом 45°, а линии одинакового влагосодержания (d =
= const) идут вертикально, параллельно оси ординат. На
диаграмме также нанесены изотермы /=const; кривые
одинаковой относительной влажности ф и линии одинако-
вой температуры мокрого термометра tM = const. Изотер-
мы очень близки к прямым, угол наклона которых не-
много возрастает с увеличением температуры.
Кривые <р = const имеют резкий перелом при темпера-
туре 99,4° С (давление насыщенного пара при этой тем-
пературе соответствует 745 мм рт. ст.). Эти линии при
t>99,4° С имеют небольшой наклон к вертикальной оси.
Кривая <р= 100% делит площадь диаграммы на две ча-
сти: верхнюю, где влажный воздух представляет смесь
сухого воздуха и ненасыщенного пара, и нижнюю, где
пар является насыщенным и частично сконденсирован
в воду.
Линии tM= const, нанесенные на диаграмме прерыви-
стыми прямыми, имеют небольшой наклон к прямым i=
= const. Процесс подогрева в диаграмме характеризует-
ся прямой d — const, а процесс испарения без учета теп-
лосодержания воды—линией z = const. По диаграмме
легко определить любые пять параметров влажного воз-
духа (i, d, t, ф, рп), зная два из них. Приведем пример
пользования i—d-диаграммой.
Пример. Температура воздуха, выходящего из торца камеры не-
прерывного действия, равна Zc = 60°C, а температура мокрого термо-
метра ^м = 50°С. Определить относительную влажность, влагосодер-
жание и теплосодержание выходящего из камеры воздуха.
На пересечении изотермы ^о=60°С и прямой, соответствующей
^м = 50°С, находим точку А. По положению найденной точки на
i—d-диаграмме находим:
<р = 60%; d — 84 г/кг сух. возд. I — 67 ккал/кг сух. возд.
Если значения найденных параметров требуется отнести к 1 кг
влажного воздуха, то нужно разделить их на величину 1 + 0,001 d.
Тогда получим
67
I' = —--------= 61,8 ккал кг-
1+0,084
84
d' -----------= 77,5 г /кг.
1 + 0,084 '
23
3. ИНФРАКРАСНОЕ ИЗЛУЧЕНИЕ
И ЕГО ИСТОЧНИКИ
Инфракрасные лучи представляют собой невидимые
тепловые лучи, излучаемые нагретой поверхностью твер-
дого тела. Эти лучи обладают всеми свойствами видимых
лучей и отличаются лишь большей длиной волны. Дли-
ны волн видимых лучей находятся в пределах 0,4—
0,76 мк, инфракрасных — в пределах 0,76—400 мк. Для
тепловой обработки бетона пользуются'инфракрасными
лучами с длиной волны до 6 мк, что соответствует темпе-
ратуре поверхности излучателя до 2400° С. В качестве
источников инфракрасного излучения в настоящее время
получили применение электролампы типа ЗсЗ, стержне-
вые электрические излучатели (металлические) и газо-
вые керамические инфракрасные излучатели.
Ламповые излучатели. Электрические лампы инфра-
красного излучения типа ЗсЗ, выпускаемые Московским
электроламповым заводом, представляют собой стеклян-
ную колбу параболического очертания, имеющую диа-
метр 175 мм и высоту 180 мм. На внутреннюю поверх-
ность колбы нанесен слой серебра, служащий рефлек-
тором. Внутренность колбы заполнена смесью азота
и аргона. Электрическая спираль лампы Z-образной кон-
фигурации выполнена из вольфрама и имеет рабочую
температуру около 2200° С. Мощность лампы 500 вт при
напряжении 220 в.
На рис. 3 приведены графики интенсивности теплово-
го потока лампы ЗсЗ. Из этих графиков видно, что теп-
ловой поток лампы неравномерен даже непосредствен-
но под колбой. Объясняется это влиянием отверстия
в центральной части рефлектора для прохода электро-
спирали. На небольшом (до 250 мм) расстоянии от низа
колбы лампы резко сказывается это влияние. На боль-
шем расстоянии тепловой поток выравнивается и сниже-
ния его интенсивности в точках, лежащих под централь-
ными отверстиями, не наблюдается. Наличие рефлектора
вызывает быстрое падение интенсивности теплового по-
тока за пределами лампы. Так, на расстоянии 200 мм от
колбы лампы (т. е. от вертикальной плоскости, проходя-
щей через ось симметрии лампы) и 100 мм от нее по вер-
тикали интенсивность теплового потока составляет около
30% от интенсивности потока, замеренного непосредст-
венно под лампой. На расстоянии 200 мм от лампы и та-
24
ком же расстоянии по вертикали тепловой поток состав-
ляет всего только 5% от теплового потока, замеренного
непосредственно под лампой.
Графики интенсивности лампы ЗсЗ, приведенные на
рис. 3, позволяют определить тепловые потоки двух и бо-
0 50 100 150 200 250 300
Расстояние от центра лампы в мм
Рис. 3. Интенсивность теплового потока лампы ЗсЗ
1 — расстояние до лампы по вертикали 100 мм; 2 — то же,
150 мм; 3 — 200 мм; 4 — 250 ММ; 5 — 300 мм; 6 — 400 мм;
7 — 500 мм; 8 — 600 мм
лее ламп, работающих одновременно и расположенных
на определенных расстояниях друг от друга. При этом
необходимо иметь в виду, что в точках, одновременно
облучающихся двумя или несколькими лампами, теп-
ловые потоки складываются.
Лампы ЗсЗ практически не обладают тепловой
инерцией. Поэтому изменения напряжения в сети и вы-
званные этими колебания температуры спирали сильно
влияют на интенсивность излучения. Снижение напря-
25
ЭКёнИя в сети ва1О'У0 влечет за собой уменьшение ин-
тенсивности теплового потока на 15—20%.
Электрические стержневые излучатели чаще всего
применяются в виде ТЭНов — трубчатых электрических
нагревателей. ТЭНы выпускаются отечественными заво-
дами и представляют собой металлические из нержавею-
щей стали или латуни тонкостенные трубки наружным
диаметром от 6 до 18 мм и длиной от 200 до 3000 мм,
внутри которых строго центрально помещается нихро-
мовая или фехралевая спираль сопротивления. Для
изоляции спираль тщательно засыпается с подпрессов-
кой кварцевым песком, окисью магния или аммония.
Таким нагревателям легко придать форму колец, спи-
ралей и других фигур; они очень стойки к механическим
и термическим воздействиям. ТЭНы выпускаются мощ-
ностью от 100 вт до 4 кет, при этом температура их по-
верхности может изменяться от 400 до 800° С. ТЭНы про-
сты в эксплуатации и имеют большой срок службы —
от 5 до 10 тыс. ч. Питание ТЭНов осуществляется от
сети переменного тока напряжением 220 в.
Стержневые карборундовые и силитовые излучатели
выпускаются Подольским заводом огнеупорных изде-
лий. Они выполняются в виде трубок различной длины
и диаметров. В табл. 4 приведены основные данные наи-
более распространенных карборундовых и силитовых из-
лучателей.
Таблица 4
Характеристика стержневых карборундовых и силитовых
излучателей
Общая длина в мм Длина рабо- чей части в мм Диаметр в мм Мощность в квт Напря- жение в в Температура поверхности в °C
450 250 8 0,7 50 950
400 260 25 3,15 70 1250
300 230 12 1^25—1,45 90 1150
В табл. 5 приведены относительные величины теп-
ловых потоков стержневого излучателя диаметром 12 мм
при температуре его поверхности 7’1 = 1420°К. За едини-
цу принят тепловой поток qi = 6740 ккал/м^-ч в точке,
находящейся на расстоянии х=0; z/ = 0; z=100 мм. Этой
же таблицей можно воспользоваться для определения
тепловых потоков стержневых излучателей, имеющих
26
___________________________________________Таблица 5
Относительная величина тепловых потоков стержневых излучателей
диаметром 12 мм
X/— рас- стояние х —- рас- стояние z — расстояние до излучателя по вертикали в мм
от оси излучате- ля в -ММ от центра излучате- ля в мм 100 150 200 250 300 400 500
0 0 1 0,63 0,437 0,3 0,23 0,16 0,126
0 50 0,94 0,578 0,404 0,29 0,225 0,153 0,125
0 100 0,65 0,45 0,355 0,245 0,2 0,15 0,122
0 150 0,408 0,304 0,254 0,213 0,18 0,136 0,116
0 200 0,178 0,191 0,187 0,169 0,15 0,129 0,108
0 250 0,107 0,132 0,145 0,134 0,126 0,115 0,103
50 0 0,835 0,557 0,417 0,293 0,213 0,156 0,125
50 100 0,527 0,405 0,325 0,248 0,197 0,149 0,123
50 150 0,31 0,283 0,25 0,2 0,174 0,137 0,114
•100 0 0,466 0,408 0,342 0,26 0,206 0,15 0,122
100 100 0,387 0,314 0,275 0,223 0,184 0,143 0,119
150 0 0,353 0,277 0,26 0,217 0,18 0,143 0,119
150 100 0,221 0,198 0,22 0,192 0,165 0,135 0,116
200 0 0,224 0,188 0,196 0,176 0,154 0,131 0,113
другую температуру поверхности излучения, напри-
мер Tz. Тогда величину теплового потока <72, принятую
за единицу, с достаточной для практических расчетов
точностью можно определить по формуле
Резкого увеличения интенсивности теплового потока
(в 2—3 раза) в данном направлении можно достигнуть
путем помещения излучателя в фокус параболического
отражателя. Стержневые излучатели имеют сравнитель-
но небольшую тепловую инерцию. В связи с этим крат-
ковременные колебания напряжения в сети вызывают
заметные изменения величины теплового потока.
Газовый инфракрасный излучатель (рис. 4) состоит
из всасывающей камеры с соплом, смесительной камеры
27
и излучающей панели. Излучающая панель представля-
ет собой объемную керамическую сетку, состоящую из
отдельных плиток с каналами малых (1—2 мм) диамет-
ров; площадь живого сечения плиток составляет 40% от
их площади.
Рис. 4. Газовый инфракрасный излучатель ГИИВ-1
/ — пусковое устройство; 2 — клапан; 3— корпус; 4 — рамка;
5—сопло; 6 — рефлектор; 7 — сетка; 8 — штуцер; 9 — вса-
сывающая камера; 10— инжектор; // — излучающая керамиче-
ская панель
Принцип действия газового инфракрасного излуча-
теля состоит в следующем: газ из сети (природный) или
баллона (сжиженный) поступает под давлением через
28
Примечание. Над чертой данные, относящиеся к сжиженному газу, под чертой-к природному.
29
сопло горелки во всасывающую камеру, эжектируя по
пути воздух, необходимый для горения. Из всасывающей
камеры газ и воздух направляются в смесительную ка-
меру, где происходит окончательное перемешивание их
и выравнивание скоростного потока смеси; подготовлен-
ная для горения газовоздушная смесь, выходя через
многочисленные каналы керамической сетки, сгорает
вблизи ее поверхности без видимого пламени. При этом
керамическая сетка нагревается до температуры 850—
950° С и становится излучателем инфракрасных лучей.
Зажигание газовых инфракрасных излучателей, как
Рис. 5. Средняя интенсивность из-
лучения двух горелок ГИИБЛ и
«звездочка» в зависимости от рас-
стояния между осями (Z) и уда-
ленности диаметра их от экрана
О)
1, 2 — ГИИБЛ соответственно /i=0,4 м
и Zt—0,5 м; 3, 4—«звездочка» соответ-
ственно Zi=0,4 м и /1—0,5 м
правило, производится
вручную. Однако в не-
которых случаях пре-
дусматривается ди-
станционное зажига-
ние.
Основные данные о
некоторых, наиболее
распространенных га-
зовых инфракрасных
излучателях приведены
в табл. 6.
Газовые инфракрас-
ные излучатели Кали-
нинградского экспери-
ментального завода
имеют нихромовую сет-
ку, установленную пе-
ред керамикой для
предохранения ее от
механических повреж-
дений. Кроме этого, эта сетка, накаляясь от поверхности
керамики, увеличивает радиационную составляющую
теплового потока излучателя.
Изменение средней интенсивности излучения двух
совместно работающих излучателей в зависимости от
расстояния между ними и удаленности от облучаемой
площади (для площади облучения между осями излуча-
телей) показано на рис. 5. Из кривых видно, что если
при расстоянии между осями излучателя /= 1 м средняя
интенсивность облучения (на площади, равной 1X1 =
= 1 л2) при й = 0,4 м для излучателя ГИИБЛ равна q =
= 1200 ккал/м2 • ч и для «звездочки» 7 = 800 ккал/м2 -ч,
30
то с сокращением расстояния между осями излучателей
до / = 0,4 м (площадь облучения 0,16 м2) —для ГИИБЛ
<7 = 3700 ккал/м2 • ч и для «звездочки» 7 = 2900 ккал/м2 • ч.
На основании кривых рис. 5 может быть определена
средняя интенсивность излучения на облучаемую по-
верхность бетона, необходимая для расчета скорости его
разогрева.
4. ПРИРОДНЫЙ ГАЗ
И ПРОДУКТЫ ЕГО СГОРАНИЯ
Для тепловой обработки бетона в принципе могут
быть применены продукты сгорания любого топлива.
Однако на практике для этой цели используют только
природный газ. Продукты сгорания получаются при сжи-
гании газа в специальной
топке или используются
отходящие газы от ко-
тельной, работающей на
природном газе. Для рас-
четов процесса тепловой
Температура продуктов горения в °C
Рис. 7. Теплосодержание про-
дуктов сгорания природного
газа в зависимости от их тем-
пературы и коэффициента из-
бытка воздуха а
= а =2; 3 — воздух
Рис. 6. Расход воздуха VB и
количество продуктов сгора-
ния — Упр.г в м3 при сжигании
природного газа в зависимости
от коэффициента избытка воз-
духа а
обработки бетона продуктами сгорания природного газа
нужно знать теплотворную способность, количество про-
дуктов сгорания, их теплосодержание и др.
31
---В первом приближении эти величины—могут—быть
определены по графикам рис. 6 и 7 и табл. 7. На рисун-
ках величина а обозначает коэффициент избытка возду-
ха, который для газового топлива обычно принимается
равным 1,05—1,15. В табл. 7 приведены характеристики
природных горючих газов.
Таблица 7
Характеристика природных горючих газов
Наименование газа к О Я и ст 5 s о д ч е я и « а н > Удельный вес сухого газа в кг/ нм3 Теоретичес- кий расход воздуха в нм3/нм3 Теоретический объем продуктов сгорания в нм3/нм3
сухих газов ВОДЯ- НЫХ паров пол- ный
Бугурусланский . . 8109 0,884 9,01 8,25 1,97 10,22
Дашавский .... 8523 0,73 9,48 8,5 2,14 10,64
Мелитопольский . . 8391 0,729 9,35 8,39 2,11 10,5
Шебелинский . . . Елшанский (Саратов- 8472 0,79 9,4 8,49 2,1 10,59
ский) 8560 0,765 9,51 8,56 2,13 10,69
Курдюмский . . . . 8039 0,759 8,93 8,07 2,02 10,09
Ставропольский . . 8489 0,73 9,45 8,48 2,13 10,61
Ухтинский . . . . 7946 0,789 8,83 8,01 1,98 9,99
Для получения продуктов сгорания природного газа
в количестве, необходимом для тепловой обработки бето-
на, устраивают специальную топку или камеру. Сжига-
ние газа производится при помощи эжекционных горе-
лок. В зависимости от требуемого расхода и давления
газа применяется та или иная горелка или блок горелок.
ГЛАВА 2
ТЕПЛООБМЕН И МАССООБМЕН
МЕЖДУ БЕТОНОМ И СРЕДОЙ
В УСТАНОВКАХ ДЛЯ ТЕПЛОВОЙ
ОБРАБОТКИ БЕТОНА
Процесс передачи тепла бетонным и железобетонным
изделиям при их тепловой обработке отличается боль-
шой сложностью и зависит от типа установки. В общем
случае передача тепла (теплообмен) может осуществ-
ляться за счет теплопроводности (кондукции), конвекции
и лучеиспускания (радиации).
1. КОНДУКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН
И КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ
При наличии разности температур в различных точ-
ках тела или различной температуры двух или несколь-
ких -непосредственно соприкасающихся тел тепло пере-
дается теплопроводностью через само вещество тела от
более нагретых его точек к менее нагретым, в результате
чего возникает некоторое распределение температур —
температурное поле. Различают стационарное (устано-
вившееся) и нестационарное (неустановившееся) тем-
пературные поля. Нестационарным температурным полем
называется такое поле, температура в любой точке ко-
торого изменяется во времени, т. е. является функцией
координат и времени и описывается уравнением
t = f (х, у, z, т), (2.1)
где t — температура в момент времени т с координатами х, у и г.
Если температура в любой точке поля не изменяется
со временем и является функцией только координат
/ = Ф(х,г/,2); -^=0, (2.2)
дх
то такое поле называется стационарным. Температур-
ное поле, соответствующее уравнениям (2.1), (2.2), яв-
3—894 33
Ляется трехмерным, так как ^~е~сть функция трех кеор^
динат.
Если температура точек поля является функцией двух
или только одной координаты, то поле называется двух-
мерным или одномерным и соответственно описывается
уравнениями:
t = F (х, у, т); ~ — 0; (2.3)
* = <р(л, т); -^ = 0; ^- = 0. (2.4)
ду дг
Примером одномерного температурного поля может
служить поле неограниченной пластины1 при распрост-
ранении тепла перпендикулярно к ее поверхности, темпе-
ратура которой одинакова во
всех точках. При расчете тем-
пературных полей железобе-
тонных изделий мы будем
иметь дело большей частью с
одно- или двухмерным темпе-
ратурным полем.
Поверхность, проходящая
через все точки поля с одина-
ковой температурой, называет-
ся изотермической поверхно-
Рис. 8. Изотермы темпера- стью. Любая линия на
турного поля изотермической поверхности
представляет собой линию по-
стоянных температур, или изотерму. Изотермические по-
верхности и изотермические линии не могут пересекаться
между собой.
На рис. 8 приведены изотермы, различающиеся на
АЛ Вдоль изотермы температура тела не изменяется,
в любом другом направлении она изменяется. Наиболь-
ший перепад (разность) температур имеет место в на-
правлении нормали к изотермической поверхности.
Мерой интенсивности изменения температуры по ка-
кому-либо направлению внутри тела является отноше-
At
ние ----, где Аг есть разность температур точек тела,
расположенных на расстоянии А/ (см. рис. 8). Наиболь-
шее значение это отношение получает, когда выбранное
1 Неограниченной пластиной принято называть пластину, ширина
и длина которой неограниченно велики по сравнению с толщиной.
34
направление совпадает с нормалью к изотерме, т. е. при
Д/ = Дп. Таким образом, для пространственного распре-
деления температуры наиболее характерной является
скорость ее изменения в направлении нормали. Поэтому
в теории температурного поля важную роль играет век-
тор, называемый температурным градиентом. По
величине этот вектор равен отношению температу-
ры At к расстоянию Ап, когда последнее стремится
к нулю, т. е.
I grad 11 — lim I— = — град/м. (2.5)
I Дп дп
В повседневной практике температурным градиентом
Д/
зачастую называют отношение------- , принимая за ве-
Дп
личину Ап достаточно малую длину.
Чтобы представить себе процесс передачи тепла
путем теплопроводности, рассмотрим неограниченную
пластину толщиной х, поверхности которой имеют темпе-
ратуру t\ и /г- Выделим из этой пластины участок пло-
щадью F. Тепло будет передаваться от более нагретой
изотермической поверхности к менее нагретой, и количе-
ство тепла Q, проходящего за время т, как показывают
многочисленные опыты, будет выражаться формулой
Q = (2.6)
х
где Л — константа для каждого данного материала, называемая ко-
эффициентом теплопроводности.
Коэффициент теплопроводности численно равен коли-
честву тепла, протекающего в единицу времени через
единицу площади пластины из данного материала тол-
щиной в единицу длины, при разности температур сторон
в 1° С. Если за единицу времени принять 1 ч, а за еди-
ницу длины и площади 1 м и 1 м2, то размерность X бу-
дет ккал/ч • м • град.
Количество тепла, переходящее через единицу по-
верхности (м2) в единицу времени (ч), называется теп-
ловым потоком и выражается формулой
q = — ккал/м2 -ч. (2.7)
Тепловой поток всегда направлен нормально к изо-
термической поверхности тела, т, е. в сторону наиболь-
шего перепада температур.
Предположим, что изотермы температур t и t+AT
расположены в каком-либо теле на расстоянии Ди (по
нормали) друг от друга. Тогда согласно (2.7) количест-
во тепла (тепловой поток), проходящее в единицу вре-
мени через единичную площадку в положительном на-
правлении п, равно
Я = (2.8)
Дп
или при Ди-> 0, принимая во внимание выражение (2.5):
q~— %— =—X grad t. (2.9)
дп
Мы получили математическое выражение закона
Фурье, определяющего величину теплового потока че-
рез любую изотермическую поверхность. Знак минус
в этой формуле обусловлен тем, что тепло распростра-
няется в сторону понижения температуры, и, следова-
тельно, приращение температуры (Д^) в этом направле-
нии является отрицательным.
В нестационарных тепловых процессах, являющихся
весьма распространенными при тепловой обработке бе-
тонных и железобетонных изделий, существенное значе-
ние имеет еще и другая тепловая константа материала,
называемая коэффициентом температуропроводности,
или просто температуропроводностью.
Коэффициент температуропроводности а выражается
формулой
а= —, (2.10)
су
где % — коэффициент теплопроводности в ккал/м -ч град-, с —
удельная теплоемкость материала в ккал/кг град; у—-объем-
ный вес материала в кг/м3.
Из формулы (2.10) следует, что размерность коэф-
фициента температуропроводности — м2[ч. Коэффициент
температуропроводности характеризует скорость, с кото-
рой тело из данного материала способно повышать свою
температуру под действием притекающего тепла. Он
также характеризует скорость выравнивания темпера-
туры отдельных точек тела под влиянием первоначаль-
ных температурных градиентов. Коэффициенты тепло-
проводности % и температуропроводности а дают пол-
ную характеристику теплофизических свойств материала.
36
Таблица 8
Теплофизические характеристики некоторых сухих строительных
материалов
Материал Температура в °C Объемный вес в кг/м3 Коэффициент теплопровод- ности в ккал/м-чХ Хград Коэффициент температу- ропровод- ности а-10* в м2/ч Удельная теплоемкость в ккал/кгх Хград
Асбест 100 570 0,165 — —
Асфальтобетон . . . — 2100 0,90 10,7 0,4
Бетон с каменным
щебнем 20 2300 1,0 27,5 0,2
Г азобетон 10—20 500 0,096 10,5 0,18
700 0,15 И,1 0,19
900 0,216 12,3 0,19
1000 0,248 13 0,19
Газосиликат .... 10—20 500 0,098
700 0,150
900 0,212 —. __
1000 0,244 — —
Гипсобетон:
на доменном гра-
нулированном
' шлаке .... — 1000 0,32 16,8 0,19
на ' топливном
шлаке .... — 1300 0,48 19,4 0,19
Глина 20 1450 1,10 36 0,21
Железобетон . . . 60 2400 1,78 30,2 0,2
Керамзитобетон кон-
структивный . . . — 1500 0,45 15,0 0,2
25 360 0,082 12,2 0,187
Пенобетон влаж- 65 400 0,096 12,9 0,187
ностью 1,5% . • 90 400 0,108 13,8 0,196
126 400 0,145 14,8 0,245
160 400 0,148 14,2 0,250
Песок кварцевый . . 10—20 1500 0,45 14,58 0,2
Песок влажный 10%-
пый 0—40 1390 0,57 — —.
1 [робка 20-Г-30 160 0,037 5,6—15,8 0,45
Резина пористая . . 20 160. 0,043 8,16 0,33
Резина твердая . . . 0 1200 0,130 38,45 0,17 i
37
11 родолжение табл. 8
Материал Температура в °C | Объемный вес в кг]м3 Коэффициент теплопровод- ности в | ккад/Л’ЧХ Хград Коэффициент температуро- проводности а-104 в м*}ч Удельная теплоемкость в ккал/кгх Хград
Раствор известково- песчаный .... — 1600 0,7 21,9 0,2
Раствор сложный (це- мент, песок, из- весть) — 1700 0,75 22,1 0,2
Раствор цементно-1 песчаный . . . . | —- 1800 1900 0,80 0,704 22,2 15,9 0,2 0,23
Стеклянная вата . . 50 200 0,048 11 0,22
Шлакобетон .... 20—30 1250 0,288 — —-
Шлаковая вата . . . 80 100 0,042 22,0 0,192
Значения Л для твердых, жидких и газообразных тел
можно найти в соответствующих справочниках. Здесь же
в табл. 8 даны значения % для некоторых особенно рас-
пространенных материалов, используемых в промышлен-
ности строительных материалов и сборного железобе-
тона.
Особо необходимо остановиться на значении коэф-
фициента теплопроводности свежеотформованного бето-
на (бетонной смеси) в первые часы его тепловой обра-
ботки. Как показали опыты, в процессе тепловой обра-
ботки изделий из тяжелого бетона коэффициенты тепло-
проводности значительно меняются — от 2,0—3 до
1,1—1,5 ккал/ч- м- град. В настоящее время еще нет до-
статочно достоверных данных, позволяющих установить
закономерность изменений этих коэффициентов.
Коэффициент теплопроводности материала зависит
от его температуры, влажности, удельного веса и т. п. На
рис. 9 и 10 приведены графики изменения коэффициен-
тов теплопроводности, теплоемкости и температуропро-
водности бетона в зависимости от различных факторов.
В табл. 9 показано влияние вида заполнителя на терми-
ческие свойства бетона.
39
Коэффициент теплопроводности влажного—воздуха—
(паровоздушной среды камеры) можно подсчитать по
формуле
X = Zo 4- 0,0041 ф, (2.11)
где Хи — коэффициент теплопроводности сухого воздуха в ккал/м • «X
Хград; <р — относительная влажность среды в долях единицы.
Таблица 9
Влияние типа заполнителя на термические свойства бетона [1]
Заполнитель у в кг/м3 Термические характеристики бетоиа
а в мР/ч С в ккал! кг-град X в ккал! м-ч-град
Кварцит 2435 0,0054 0,231 2,977
Доломит 2500 0,0047 0,245 2,826
Известняк 2417 0,0047 0,236 2,679
Гранит 2430 0,0041 0,232 2,18
Диорит 2350 0,003 0,237 2,08
Базальт 2531 0,003 0,24 2,08
Физические постоянные сухого воздуха приведены
в табл. 10.
В формулу для определения коэффициента темпера-
туропроводности входят объемный вес и удельная тепло-
емкость тела. Приведем основные соотношения, позво-
ляющие рассчитать эти величины для бетонной смеси.
Объемный вес свежезатворенной и уплотненной бе-
тонной смеси известного состава может быть определен
по формуле
Уб.см = (Ц + Щ + П + В) (1 —Об.см) (2.12)
где Ц, Щ, П, В — удельные расходы составляющих бетон материалов
(цемента, крупных заполнителей, песка и воды) в кг/м3; ао.см—
относительный объем вовлеченного или оставшегося в смеси воз-
духа в долях единицы. В среднем «б.см =0,02.
40
Физические постоянные 'сухого воздуха при
» *
41
Теплоемкость бетонной смеси весьма мало зависит от
срставц заполнителей, температуры, марки цемента
и т. п. Она главным образом зависит от количества со-
держащейся воды и насыщенности изделия арматурой.
С достаточной для практических расчетов точностью
удельную теплоемкость сухих составляющих бетона мож-
но принять равной 0,2 ккал/кг • град, воды —
1 ккал/кг • град и металла — 0,115 ккал)град.
Обозначим вес сухих составляющих бетона через
Gcyx, вес воды, содержащейся в бетоне, — GB, вес арма-
туры в бетоне — Gap, тогда среднюю удельную тепло-
емкость с свежеотформованного бетонного изделия мож-
но подсчитать по формуле
q — ^’^Gcyx + GB Ч-0,115Gap <2
Gcyx + GB + Gap
2. КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН
И ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ ЕГО ПАРАМЕТРЫ И КРИТЕРИИ
Если тело с источником тепла, обеспечивающим его
неизменную температуру ts поместить в жидкость или
в газообразную среду также неизменной температуры tc,
то между телом и средой будет происходить теплообмен
в направлении от тела (или среды) более нагретого к те-
лу (или среде) менее нагретому.
Согласно закону Ньютона количество тепла Q в ккал,
передаваемое в таких условиях телу (или среде) через
поверхность s за время т, выразится формулой
Q = a(ts—(2.14)
где а — коэффициент теплообмена между телом и средой, равный
количеству тепла, передаваемого единицей площади в единицу
времени при разности температур тела и среды в 1°. Принятая
размерность — а в ккал/м2 • ч • град.
Если две жидких или газообразных среды с различ-
ной, но постоянной температурой ti, разделить твердой
стенкой, то количество тепла, передаваемого через стен-
ки на площади s, от среды с более высокой температурой
к среде с относительно более низкой температурой, со-
ставит:
Q = &(£i — tzjsx, (2.15)
где k — коэффициент теплопередачи в ккал/м2 • ч град,
зависящий от теплопроводности материала стенки и
коэффициентов теплообмена между стенкой и каждой из
двух сред.
42
Для определения зависимости коэффициента тепло-
передачи от перечисленных выше факторов удобнее поль-
зоваться величиной, обратной коэффициенту теплопере-
дачи — коэффициентом термического сопротивления теп-
лопередаче, равным ± . Коэффициент термического
k
сопротивления — складывается из сопротивления при
k
переходе тепла от греющей среды к твердой плоской стен-
ке—, сопротивления при переходе тепла через стенку —
CCj Л
и сопротивления при переходе тепла от твердой стенки
1
к нагреваемой среде — s
OCg
v = ~ + 4 + —• (2.16)
Если стенка состоит из т слоев материала с разной теп-
лопроводностью, то
п~т
— = — + y’A_|_J_ , (2.17)
k OCj JohJ ^2
где at — коэффициент теплообмена от греющей среды к разделяю-
.. щей стенке в ккал/м2 • ч • град; а2 — коэффициент теплообмена от
стенки к нагреваемой среде в ккал/м2 ч • град; дп — толщина
n-й стенки в м; — коэффициент теплопроводности материа-
ла n-й стенки в ккал!м ч • град.
Таким образом, определяющим параметром в усло-
виях конвективного теплообмена — основным видом теп-
лообмена в условиях тепловой обработки бетона — яв-
ляется теплообмен между бетоном и паровой или па-
ровоздушной средой.
Коэффициенты теплообмена зависят от скорости
и характера движения газа (или жидкости) у поверх-
ности тела, участвующего в теплообмене. При этом раз-
личают свободное движение газовой или жидкой окру-
жающей тело среды, возникающее за счет различного
удельного веса нагретых до разной температуры частей
газа или жидкости (естественная конвекция), и вынуж-
денное движение, появляющееся в результате внешнего
механического воздействия на газ или жидкость. Кроме
того, различают ламинарное течение, когда частицы по-
тока газа или жидкости движутся по определенным плав-
ным траекториям, все время сохраняя движение в на-
43
правлении средней скорости движения потока, и турбу-
лентное, — когда возникают пульсации скорости
и отдельные небольшие объемы газа или жидкости на-
чинают двигаться поперек потока и даже в обратном, на-
правлении к общему осредненному движению. Эти ко-
эффициенты зависят также и от характерных размеров
тела и рода газа или жидкости, участвующих в теплооб-
мене, и от ряда других факторов, например характера
поверхности тела.
Критерии подобия. Согласно теории подобия, нет
необходимости выяснять зависимость коэффициентов
теплообмена от каждого в отдельности влияющего на
них фактора. В любом из случаев конвективного тепло-
обмена существует зависимость между определенными
безразмерными комплексами величин, характеризующи-
ми процессы теплообмена.
Эти комплексы величин получили названия критери-
ев подобия, или просто критериев.
При рассмотрении процессов теплообмена нами
в дальнейшем будут применяться следующие критерии
подобия.
Критерий Рейнольдса в виде
Re = — , (2.18)
V
где w — скорость газа или жидкости в м/сек-, I — определяющий
размер в м (в качестве определяющего размера в случае дви-
жения жидкости по трубам принимается диаметр трубы, вдоль
пластин — длина пластины, и т. д.); v — коэффициент кинема-
тической вязкости жидкости в м2/сек.
Так как коэффициент кинематической вязкости свя-
зан с коэффициентом динамической вязкости ц
соотношением.
v= i-, (2.19)
Р
(здесь р= ——плотность в кг • се№/ж4; у — удельный
g
вес жидкости в кг/м3-, g — ускорение силы тяжести
в м/сек2), то критерий Re может быть записан также
в виде
Re = < (2.20)
И
44
Критерий Нуссельта
Nu = -y-. (2.21)
Критерий Фурье
Fo - у , (2.22)
где т—время в ч; а — коэффициент температуропроводности в
м2/ч.
Критерий Прандтля
Рг = —. (2.23)
а
Критерий Био для переноса тепла
Bi == — , (2.24)
7м
где Хм — коэффициент теплопроводности твердого тела.
Критерий Галилея для переноса тепла при естест-
венной конвекции
Ga = . (2.25)
Критерий Архимеда
Ar = Ga ^=^2- = ё13 ; (2.26)
р v2p
где р и ро — плотность жидкости и газовоздушной смеси в двух
точках системы.
Если разность плотностей газа определяется разно-
стью температур &.t = tG—ts, то
-£=-£2- = ВД/, (2.27)
Р
где р — коэффициент объемного расширения.
Для парогазовых теплоносителей он может быть вы-
числен по формуле
где /Ср —средняя температура пограничного слоя,
(2.29)
45
--Подставляя эти значения в формулу (2.28), Получим
критерий Грасгофа
Gr = 0-^c-Q. (2.30)
Критерий Кутателадзе
где г — теплота парообразования в ккал/кг-, tc, ts — соответствен-
но температуры среды и поверхности нагреваемого тела.
Критерий Гухмана
Си = Гс~Л'., (2.32)
Та
где Та и Ты — соответственно абсолютные температуры сухого и мок-
рого термометров.
Тепловая обработка бетонных и железобетонных из-
делий производится в горячей влажной среде. Такая сре-
да, вообще говоря, может быть создана различными спо-
собами и в различных по конструкции установках. Од-
нако в настоящее время наибольшее распространение
имеют установки, в которых твердение бетона происхо-
дит в паровой или паровоздушной среде при непосред-
ственном соприкосновении с теплоносителем (ямные
камеры периодического действия, туннельные камеры
непрерывного действия и др.) или через поверхность
нагрева (кассетные установки, термоформы). В таких
установках условия теплообмена между изделиями и сре-
дой могут быть весьма различными и соответственно бу-
дут различными коэффициенты теплообмена. Ниже бу-
дут рассмотрены условия теплообмена и соответствую-
щие им коэффициенты при различных условиях тепловой
обработки изделий.
3. ТЕПЛООБМЕН
ПРИ ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКЕ БЕТОНА
В ЯМНЫХ И ВЕРТИКАЛЬНЫХ КАМЕРАХ
Тепловая обработка бетонных или железобетонных
изделий паром в ямных или вертикальных камерах про-
исходит в малоподвижной паровоздушной среде высо-
кой относительной влажности. Относительная влажность
паровоздушной среды в этих камерах (за исключением
начального периода продолжительностью 0,25—0,5 ч)
46
в течение всего процесса тепловой обработки изделий
с подачей пара в камеру равна 100%. При такой относи-
тельной влажности, если температура среды в камере
будет менее 100° С, а давление р-авно барометрическому,
то, согласно закону Дальтона, камера будет заполнена
насыщенным паром с примесью воздуха. Если же темпе-
ратура среды будет равна 100° С, то камера заполнится
чистым без примеси воздуха насыщенным паром. Та-
ким образом, бетонные изделия в ямных камерах могут
пропариваться как в среде чистого насыщенного пара,
так и в паровоздушной среде с различным содержанием
примеси воздуха. В этих условиях нагрев свежеотформо-
ванной бетонной смеси происходит не только от тепла,
передаваемого от влажного воздуха к нагреваемому те-
лу под действием разности температур, но главным об-
разом за счет тепла, выделяемого при конденсации пара,
содержащегося в паровоздушной среде.
Следовательно, коэффициент теплообмена при кон-
денсации может быть представлен как сумма двух сла-
гаемых
а = ак +
О?к
(2.33)
где ак — коэффициент конвективного теплообмена в ккал[ч м2 град;
•' qK — количество пара, конденсирующегося на поверхности изде-
лий, в кг/м2 ч.
В случае отсутствия конденсации, т. е. когда ^к=0,
а = ак, (2.34)
т. е. при нагреве изделий в неконденсирующейся сре-
де (перегретый пар, сухой нагретый воздух, газовоздуш-
пая смесь), коэффициент теплообмена меньше, чем при
конденсации. Величина коэффициента а при естествен-
ной конвекции и отсутствии испарения может быть опре-
делена по формуле
Nu = C(GrPr)”, . (2.35)
откуда
а = С (GrPr)"-у-и. (2.36)
где a — среднее значение коэффициента теплообмена; I — линейный
определяющий размер тела: для труб — их диаметр, а для
плит'— высота.
Величины С и п в этой формуле для отдельных обла-
стей изменения GrPr могут быть приняты по табл. 11.
47
Таблица 44
Значения С и п в формулах (2.35) и (2.36,)
ОгРг 1.10—3—5.102 5.102—2-107 2-Ю7—1-10'3
С 1,18 0,54 0,135
п 1/8 1/4 1/3
Физические постоянные воздуха, входящие в крите-
рии Gr и Рг, определяются по табл. 10, а капельных
жидкостей — по табл. 12.
Таблица 12
Физические постоянные воды
t в °C % в ккал/мчХ Хград Л10< в л2/ч ц-100 в кг-сек/ м2 V-Ю5 в м?/сек. р-101 в \/град Рг
0 0,474 4,7 182,5 1,79 —0,63 13,7
10 0,494 4,9 133 1,3 4-0,88 9,56
20 0,515 5,1 102 1 2,07 7,06
30 0,531 5,3 81,7 0,805 3,04 5,5
40 0,545 5,5 66,6 0,659 3,9 4,3
50 0,557 5,6 56 0,556 4,6 3,56
60 0,567 5,8 48 0,479 5,3 3
70 0,574 5,8 41,4 0,415 5,8 2,56
80 0,58 5,9 36,3 0,366 6,3 2,23
90 0,585 6 32,1 0,326 7 1,95
100 0,587 6,1 28,8 0,295 7,5 1,75
При пользовании формулой (2.36) следует иметь в
виду, что для сухих газов (сухого воздуха, перегретого
пара, продуктов сгорания природного газа) с достаточ-
ной для практических расчетов точностью можно при-
нять Рг = 0,72.
Конденсация пара происходит во всех случаях, когда
температура поверхности пропариваемого изделия ниже
температуры точки росы водяного пара в окружающей
среде, т. е. ниже температуры, до которой нужно охла-
дить ненасыщенный воздух, чтобы он стал насыщенным.
Конденсация прекращается, когда эти температуры ста-
новятся одинаковыми.
Коэффициент теплообмена при конденсации пара за-
висит от многих величин: содержания воздуха в паре,
48
-условий смачиваемости__поверхности__тела конденсатом
(пленочная или капельная конденсация), условий стека-
ния конденсата и расположения конденсирующихся по-
верхностей (вертикальное или горизонтальное располо-
жение и др.).
Опыты показывают, что теплообмен бетонных изде-
лий происходит при пленочной конденсации. В настоя-
щее время имеется большое количество эмпирических
формул для подсчета коэффициента теплообмена при
пленочной конденсации. Наиболее простыми из них яв-
ляются формулы Шака [84].
Для чистого (без примеси воздуха) насыщенного па-
ра и при вертикальном и горизонтальном расположении
поверхностей конденсации эти формулы имеют следую-
щий простой вид:
вертикальное расположение изделий
а = 5800 + Wn=+) .. (2.37)
/h(tn~ ts)
горизонтальное расположение изделий
4460+ 17,7 (fn —М , 2 -> ,пм,
а = —4 . ккал)м2-ч-град, (2.38)
Vh(tn-ts)
где h— высота стенки в л; +— температура пара.
Если в паре находится какой-либо неконденсирую-
щийся газ, например воздух, то теплоотдача конденси-
рующегося пара на поверхности тела будет значительно
снижаться. Из многочисленных исследований известно,
что даже весьма незначительное содержание воздуха в
водяном паре весьма заметно снижает коэффициент теп-
лообмена. По этой причине коэффициенты теплообмена
в ямных камерах между паровоздушной средой и изде-
лиями значительно ниже, чем в камерах с чистым насы-
щенным паром.
Опыты, проведенные в институте ВНИИЖелезобетон
[55], показали, что теплообмен сплошных и пустотных бе-
тонных плит, расположенных горизонтально в паровоз-
душной среде, при конденсации и естественной конвек-
ции, может быть выражен следующими эмпирическими
зависимостями:
сплошные плиты
Nu = 1,07<р У’45(ОаРгК)0,28 , (2.39)
Vc /
4—894
49
a =l>O7<p(^-)2’45(GaPrK)0’28^ . (2.40)
пустотные плиты:
-------------NtrlltpfAf'^GaPrK)"'1'’------------(2.41)__
\Л: /
И
а = 1 lq> )2’45 (GaPrK)0’15 . (2.42)
Дополнительно к перечисленным ранее отдельные величины в
формулах и критериях Nu, Ga, Рг, К обозначают: h-—толщину
плиты (высота плиты при ее горизонтальном положении) в я;
X»; v„; ав — коэффициенты теплопроводности, кинематической вяз-
кости и температуропроводности конденсатной пленки (воды), оп-
ределяемые по табл. 12, при средней температуре пограничного слоя
1?ср; Ч> — относительную влажность паровоздушной смеси в долях
единицы; св—удельную теплоемкость воды в ккал/кгХград.
Из формул (2.40) и (2.42) следует, что коэффициент
теплообмена для сплошных плит больше, чем для пус-
тотных. Объясняется это тем, что вследствие застойных
50
Рис. 12. Номограмма для определения коэффициентов теплообмена
от паровоздушной смеси к сплошным железобетонным изделиям при
конденсации и естественной конвекции
температура поверхности изделий ниже температуры
точки росы водяного пара и паровоздушной среды (/п<
<^росы). Значения температур точки росы можно опре-
делить по номограмме рис. 11 для данных значений ф
и tc.
Приняв в формулах теплоту парообразования
г = 570 ккал)кг и удельную теплоемкость воды с =
= 1 ккал!кг • град и учитывая, что физические константы
жидкости (vB; А.в; яв) являются функцией средней темпе-
4*
51
ратуры конденсатной пленки, которая подсчитывается по
формуле (2.29), получим, что коэффициент теплообмена
является функцией следующих переменных:
а = /(<р; At; h; fcp). (2.43)
Для удобства практических расчетов построены номо-
граммы (рис. 12 и 13), позволяющие легко определять
Рис. 13. Номограмма для определения коэффициентов тепло-
обмена от паровоздушной смеси к пустотным железобетонным
изделиям при конденсации и естественной конвекции
коэффициент теплообмена в зависимости от этих пере-
менных.
Пример. Вычислить коэффициент теплообмена между паровоз-
душной средой ямной камеры и сплошной плитой, если известно:
температура паровоздушной среды /0=80° С, относительная влаж-
ность среды <р=1ОО°/о, температура поверхности плиты Д~70“С и вы-
сота плиты (толщина плиты, так как предполагается, что плита на-
ходится в камере в горизонтальном положении) /г=0,22 м.
Определим разность температур между средой и поверхностью
плиты
Д/ = tc — t, = 80 — 70 = 10° С.
Определяем среднюю температуру конденсатной пленки
At
tcp = t0 — — = 80 — 5 = 75° С.
52
По номограмме (рис. 12) и известным величинам ?с, ср, А/, Л, /ср
находим а = 50 ккал/м2 ч град [58 вт!{м2 град)].-
Пример. Вычислить коэффициент теплообмена от паровоздушной
смеси к поверхности многопустотной плиты, если температура паро-
воздушной среды /с = 70°С, относительная влажность <р = 6О°/о, тем-
пература поверхности плиты /s = 50°C и высота плиты /г=0,22 м.
Решение. По номограмме рис. 11 находим температуру точки росы
/и = ^росы=59,9°С. Так как температура поверхности плиты ниже
точки росы, то теплообмен происходит при конденсации. Пользуемся
номограммой рис. 13. Определяем разность температур между средой
и поверхностью плиты
А? = tc — ts = 70 — 50 = 20° С.
Определяем среднюю температуру конденсатной пленки
М
tcp = tc— — = 70 — 10 = 60° С.
По данным и полученным значениям tc, ф, А^, h и /ср по номограмме
находим а=25 ккал/м2 чград [29 вт/(м2 град)].
4. ТЕПЛООБМЕН В ТУННЕЛЬНЫХ ПРОПАРОЧНЫХ
КАМЕРАХ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ,
КАССЕТНЫХ УСТАНОВКАХ И ТЕРМОФОРМАХ
В многоярусных и одноярусных (щелевых) туннель-
ных камерах непрерывного действия паровоздушная
среда находится в вынужденном движении благодаря
естественной циркуляции паровоздушной среды через
торцовые сечения камеры и работы циркуляционных вен-
тиляторов. В этом случае процесс теплообмена между
средой камеры и изделиями выражается следующими
критериальными зависимостями, полученными И. Б. За-
седателевым [36], [35], [38]:
Nu = 14,3Re0,4У’8Y’36; (2.44)
Uc / \ сАt)
ф = 90 4-100%;
Nu = 65Re0,4 ; (2.45)
Ф = 30^60%,
где tM; t0—соответственно температуры мокрого и сухого термо-
метров среды; t0— температура поверхности изделия при вхо-
де в камеру; tc—t0 = ht — начальный перепад температур меж-
ду средой и изделиями. В критериях Nu и Re за характерный
размер принят У s, где s — поверхность теплообмена изделия
в м2.
Эти формулы получены в результате испытания об-
разцов бетонных изделий при изменении критерия Re в
пределах 5-103<Re<40-103.
53
---В кассетных установках и термоформах паровая или
паровоздушная среда также находится .в вынужденном
движении.
Скорость движения теплоносителя в этих установках
может достигать 1,5—2 м/сек.
Для определения коэффициентов теплообмена в па-
ровых рубашках кассетных установок можно воспользо-
Рис. 14. Коэффициент теплообмена в зависимости от темпе-
ратуры насыщенной паровоздушной смеси и содержания в ней
воздуха
ваться графиком (рис. 14) изменения коэффициента теп-
лообмена в зависимости от содержания воздуха в насы-
щенной паровоздушной среде при постоянной скорости
движения ее 2 м/сек [86]. На оси абсцисс отложено £ со-
держание водяного пара в кг на 1 кг паровоздушной сме-
си от 0 до 1, на оси ординат отложены усредненные ко-
эффициенты теплообмена. Так как при атмосферном дав-
лении в насыщенной паровоздушной среде содержание
воздуха соответствует определенной температуре среды,
то график a=/(g) можно представить в виде зависимо-
сти Для удобства на оси абсцисс графика отло-
жены также температуры паровоздушной среды. Как
54
видно из графика, коэффициент теплообмена изменяется
в случае насыщенной паровоздушной среды примерно
от 40 ккал]ч- м2 • град при 40° С до 1500 ккал/ч • м2 • град
при 99° С.
5. КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛООБМЕНА
ПРИ ИЗЛУЧЕНИИ
Все вещества — твердые тела, а также жидкости и
газы — при нормальных и особенно при повышенных
температурах выделяют энергию в виде излучения и об-
ладают способностью поглощать такую энергию. Поэто-
му все процессы теплообмена в большей или меньшей
степени сопровождаются лучистым теплообменом. При
низких температурах лучистый теплообмен так мал, что
им можно пренебречь. Однако с ростом температуры он
значительно возрастает и его следует учитывать.
Лучистая энергия от нагретого тела распространяет-
ся в пространстве в виде электромагнитных волн со ско-
ростью света. При падении на поверхность других тел
часть лучистой энергии отражается в пространство, а
другая часть ее поглощается поверхностным слоем этих
тел и преобразуется в тепловую энергию.
Испускание, поглощение и отражение лучистой энер-
гии телом, имеющим температуру выше абсолютного ну-
ля, происходит непрерывно и независимо оттемпературы
окружающей среды. В результате взаимного облуче-
ния и многократного отражения и поглощения излучае-
мой энергии между телами происходит теплообмен. В за-
висимости от разности излучаемой и поглощаемой лучи-
стой энергии тела могут нагреваться и остывать и тем
самым осуществлять теплопередачу от более нагретых
тел к менее нагретым. При одинаковом количестве из-
лучаемой и поглощаемой лучистой энергии тело нахо-
дится в тепловом равновесии и температура его остается
неизменной.
Согласно закону Стефана — Больцмана количество
тепла, излучаемое единицей поверхности какого-либо те-
ла за единицу времени, пропорционально четвертой сте-
пени абсолютной температуры
/ /Г* \4
q — Cl —), (2.46)
7 \100/
55
-где q-тепловой поток в ккал/м2 • ч\-Т—абсолютная температу-
ра в °К; С — постоянная лучеиспускания тела в ккал/м2 • ч • ° К4.
Для абсолютно черного тела постоянная лучеиспус-
кания С = Cs = 4,96 ккал!м2 • ч • ° К4, для остальных тел,
так называемых серых, она определяется из соотношения
С = eCs ккал[м2 • ч °К4, (2-47)
где е — относительная поглощающая способность, определяемая по
табл. 13.
Коэффициент теплообмена при лучеиспускании от
поверхности I площадью Л ж2 с температурой и
постоянной лучеиспускания Ci ккал!м2 •ч •0 К4 и поверх-
ности II, имеющей соответственно F2; Т’г и Сч, определя-
ется по формуле
/JTiV
а (2.48)
л Л — Т2 v
где С' — кажущаяся постоянная лучеиспускания, которая определя-
ется следующим образом.
Если поверхность II со всех сторон окружает поверх-
ность I, то
С' =----------Ц——— ккал/м2*ч .°К4. (2.49)
Таблица 13
Относительная поглощающая способность е некоторых материалов
Материал 8 Материал 8
Кирпичная кладка . . . Гравий Г лина Глина обожженная . . Песок Штукатурка Известковый раствор грубый белый .... Рубероид ...... Эмалевая краска . . . Масляная краска . . . Гранит полированный Мрамор полированный . 0,93 0,29 0,29 0,39 0,76 0,93 0,9 0,93 0,85— 0,95 0,78 0,45 0,58 Бумага Дерево гладкое .... Опилки древесные . . . Стекло ‘ . . Гипс (гладкая поверх- ность) Вода Железо матовое окислен- ное Железо блестящее, поли- рованное Медь полированная . . Медь прокатанная . . . Медь шероховатая . . . Сажа (уголь) 0,8 0,78 0,75 0,93 0,78 0,67 0,96 0,29 0,13 0,64 0,76 0,95
56,
Частные случаи: a) Р2 велико по—сравнению С Pi (на-
пример, трубопроводы в открытом месте), тогда C'=Ci;
б) Fi — F2 (близко расположенные параллельные поверх-
ности), тогда
С' = --------------. (2.50)
1 1 _ х
с± + с2 cs
Во всех других случаях можно приблизительно при-
нять
С' = = 61С2 = егСь (2.51)
Cs
Если температура излучающей поверхности 1\ зна-
чительно больше Т2, то второй член в числителе формулы
(2.48) мал и им можно пренебречь. Например, 7'i = /i4-
+273 = 600+273=873° К, а Т2 = /2 + 273 = 30+273 = 303° К;
ошибка такого упрощения не превышает 2%. Если же
температуры поверхностей сравнительно мало разли-
чаются между собой, то для подсчета коэффициента
теплообмена приходится пользоваться формулой (2.48).
Когда теплообмен излучением сопровождается кон-
векцией, то полный коэффициент теплообмена будет ра-
вен:
а = ак + ал.
(2.52)
Для расчета коэффициентов теплообмена ограждаю-
щих конструкций установок ускоренного твердения мож-
но воспользоваться следующей формулой:
/ Т
— (— \ккал/м2 -ч-град,
\100/ J
(2.53)
где б> — соответственно температуры наружной поверхности ог-
раждающих конструкций, выражаемые в °C и °К; tit Т2 — со-
ответственно температуры наружной среды в °C и °К; Ф — ко-
эффициент, равный: для вертикальной поверхности 2,2, для
горизонтальных поверхностей 1,8; Ci — постоянная лучеиспус-
кания для наружной поверхности ограждающих конструкций.
Пример. Вычислить тепловой поток наружных поверхностей па-
ровых рубашек кассетно-формующей установки, если известно: темпе-
ратура поверхности 4=80° С, температура воздуха в цехе /2=20°С.
Наружная поверхность паровой рубашки изготовлена из стали, от-
носительная поглощающая способность которой е=0,93.
(Т \4 / т \4
—— = (353/100)*= 156°К4; =
1001 v 7 \ 100 /
57
29.3 И------------------------------------
---- = 74°К4; ^ = 6^ = 0,93-4,96= 4,61;
100/
ifj — t2 = у^8о"—20~ = 2,79.
Так как паровые рубашки находятся в вертикальном положении, то
Ф=2,2.
Тепловой поток
’ 'p \ 4
(/1"<8) + Cl[w “
4-----------
q = a (t1 — Z2) = 2,2 1' tr — t2
100 /
= 2,2-2,79-60+ 4,61 (156 — 74) = 746 ккал/м2-ч(8&1 вт/м?).
6. МАССООБМЕН В ПРОЦЕССЕ
ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ БЕТОНА
При тепловлажностной обработке бетона процессы
теплообмена сопровождаются процессами внешнего и
внутреннего массообмена (конденсация пара на поверх-
ности изделия, испарение влаги с открытых поверхно-
стей изделий, миграция влаги, паров и воздуха внутри
бетона и т. д.). Эти процессы влияют на величину коэф-
фициентов теплообмена, а также на характер протекания
и развития деструктивных процессов, возникающих в бе-
тоне при ускоренном твердении. Конденсация и испаре-
ние являются теми видами массообмена, с которыми в
первую очередь приходится считаться при тепловой об-
работке бетона. Конденсация пара на открытых поверх-
ностях изделий нередко приводит к переувлажнению по-
верхностных слоев бетона, а при испарении влаги с этих
поверхностей — к его пересушиванию. Все это в конеч-
ном счете может ухудшить качество бетона (прочность,
морозостойкость, долговечность и т. д.).
Между процессами теплообмена и массообмена суще-
ствует аналогия, основанная на общности механизма пе-
реноса энергии и массы. Вследствие этого основные за-
коны массообмена и теплообмена имеют подобные выра-
жения. Так, например, аналогично закону Фурье (2.8),
определяющему величину потока тепла, поток массы ве-
щества в соответствии с законом Фикка определяется
следующим выражением:
' (2.54)
где q' — плотность потока массы вещества в кг/м2 • ч; X' — коэф-
фициент массопроводности в кг/м-ч-мм рт. ст.; р — парци-
58
альное давление в мм рт. ст.\
др-------------------------—
-— градиент давления в на-
правлении переноса массы- в мм рт. ст.)м.
Аналогично коэффициенту температуропроводности
в теории массообмена вводится коэффициент потенциа-
лопроводности переноса массы
с'Ув
(2.55)
где с' — удельная массоемкость (по аналогии с удельной теплоем-
костью) влажного воздуха при постоянном барометрическом дав-
лении и постояиной энтропии в кг/кг • мм рт. ст.; ув — плот-
ность сухой части влажного воздуха в кг)м3.
Из (2.55) следует, что коэффициент массопроводно-
сти V есть количество вещества в кг, переходящего в 1 ч
через 1 м2 поверхности при падении парциальных давле-
ний в 1 мм рт. ст. на 1 м длины по направлению переноса
вещества. Коэффициент массопроводности подсчитыва-
ется по формуле
V = £> ИдТ /кг/м-ч-мм pm.cm., (2.56)
RT2 В ]
где D — коэффициент потенциалопроводности для влажного газа илн
коэффициент диффузии при нормальных условиях в ж2/'ч (для во-
дяного пара при диффузии в воздух £>=0,079 мР/ч); Ци— мо-
лекулярный вес пара в кг!моль (для водяного пара Ци=0,018);
Ра и То—барометрическое давление и абсолютная температура
при нормальных условиях (£’о = 76О мм рт. ст., Г0=273°К);
R — универсальная газовая постоянная (7?=0,06237) в
м3 • мм рт. ст.[град • моль; Т — средняя абсолютная темпера-
тура условного пограничного слоя, равная средней арифмети-
ческой из значений температуры среды и поверхности тела
Т=273,2+~ (ta + ts) (здесь ta — температура среды в °C; ta -
температура поверхности материала в °C; В — барометриче-
ское давление воздуха в мм рт. ст.).
Подставив в (2.56) физические константы для пара,
получим
V = 0,307-10~вт7™к
\ В )
(2.57)
Аналогично (2.14) определяется количество массы
вещества, переданного в процессах испарения и конден-
сации:
Wt = а'(рм — pc)Sjt; (2.58)
— — ps)sKT, (2.59).
59.
где Wi' W'n — соответственно количество массы вещества, передан-
ного при испарении и конденсации, в кг; sf; sK — соответствен-
но поверхности испарения и конденсации; ре — парциальное
давление пара в среде в мм рт. ст.; р№ — парциальное давле-
ние пара у поверхности изделия при температуре поверхности,
равной температуре мокрого термометра, в мм рт. ст.; ps —
парциальное давление пара, соответствующее температуре по-
верхности тела, в мм рт. ст.; а', [3— соответственно коэффици-
енты массообмена при испарении и конденсации в кг/м2 ч X
X мм рт. ст.
Из уравнений (2.58), (2.59) следует, что коэффици-
ент массообмена представляет собой количество кг ве-
щества, которое передает 1 м2 поверхности тела в 1 ч при
разнице парциальных давлений среды и у поверхности
тела в 1 мм рт. ст.
Наличие аналогии между массообменом и теплооб-
меном существенно облегчает расчет этих процессов. Ис-
следования, проведенные В. М. Семейным [81] и др., по-
казали, что коэффициенты массообмена при конденса-
ции водяного пара из паровоздушной смеси близки к
коэффициентам массообмена при испарении с поверхно-
сти жидкой пленки (р = 0,97о/). Таким образом, при
практических расчетах в ряде случаев можно считать
Р = а/, т. е. для расчета массообмена при конденсации
достаточно знать коэффициент массообмена при испа-
рении.
На некоторой стадии нагрева изделий температура их
поверхности становится выше температуры точки росы,
соответствующей температуре и относительной влажно-
сти среды в камере. Тогда вместо конденсации происхо-
дит испарение влаги с поверхности изделий. Сначала ис-
паряется сконденсировавшаяся влага, а затем — влага
из бетона. Испарение влаги из бетона при больших зна-
чениях относительной влажности среды невелико, более
интенсивное испарение происходит при малой относи-
тельной влажности. Необходимо, однако, подчеркнуть,
что оно может иметь место даже при 100%-ной относи-
тельной влажности вследствие тепловыделения бетона
в результате гидратации цемента при его твердении.
В зависимости от типа, марки и количества цемента,
входящего в состав бетона, тепловыделение повышает
температуру бетона на 5—10° по сравнению с темпера-
турой среды, что вызывает испарение влаги из бетона.
Типичные кривые изменения влагосодержания бето-
на (конденсация и испарение) в процессе его тепловой
60
обработки в ямной камере показаны на рис. 15. В на-
чальный период подогрева, когда температура поверх-
ности образца ниже температуры точки росы, вес образ-
ца увеличивается за счет конденсации пара, затем, ког-
да температура поверхности образца становится выше
Рис. 15. Изменение в весе легких бетонов при пропаривании [80]
а — шлакобетон; / — расход воды 150 л/м3; 2 —то же, 175 л/лх3;
3 — то же, 200 л/м3
б — керамзитобетон; У—расход воды 125 л/м3; 2 — то же, 153 л/м;3
3 —то же, 175 л[м3
Испарение воды из бетона при его твердении являет-
ся весьма сложным процессом. Количество испарившей-
ся воды зависит от многих факторов: состава бетона,
основных геометрических размеров изделий, относитель-
ной влажности и скорости паровоздушной среды, в кото-
рой происходит тепловая обработка бетонных изделий,
и др. Исследования, выполненные во ВНИИЖелезобето-
ие, показали, что в первом приближении можно считать,
что испарение влаги из бетона при его тепловой обработ-
ке происходит так же, как испарение воды со свободной
поверхности. В этом случае коэффициенты тепло- и вла-
гообмена в условиях естественной конвекции при испа-
61
рении с постоянной скоростью могут быть определены по
формулам А. В. Нестеренко [73]
Nu = 4(РгАг)0’108 при (РгАг) = 3 • 106-*-2-108; (2.60)
Nu' = 0,665 (Рг'Аг)°>248 при (Рг'Аг) = 1 • 104-3- 108, (2.61)
a'L v
где Nijfc= ., • — диффузионный критерий Нуссельта; Рг'=~—
Л и
диффузионный критерий Прандтля.
Так как тепловой и диффузионный критерий Рг и
Рг' практически равны и составляют 0,75, т. е. Рг = Рг' =
= 0,75, то, подставив эти значения в (2.60) и (2.61), по-
лучим после соответствующих вычислений:
Nu = 3,88 Аг0'108 при Аг = 4 106 + 2,7 • 108; (2.62)
Nu' = 0,618 Аг0’248 при Аг = 1,33 104 + 4 • 108. (2.63)
В этих формулах в качестве определяющего размера
при вычислении критериев Nu и Аг берется сторона
квадрата, эквивалентного по площади рассматриваемой
поверхности испарения, т. е. если поверхность испарения
равна s ж2, то определяющий размер будет равен
L= Vs м. Определив по формулам (2.62), (2.63) значе-
ния Nu и Nu', легко найти а и а' из соотношений:
Nu % , Nu' %'
а = -—; а —------------.
s
Физические постоянные воздуха (вязкость, темпера-
туропроводность, удельный вес и др.), знание которых
необходимо при вычислении соответствующих критери-
ев, приведены в табл. 10.
Пример. Определить количество воды, испарившейся в течение
часа с 1 м2 поверхности изделия, находящегося в ямной камере при
постоянной скорости испарения. Температура среды в камере
fc=80°C. Относительная влажность среды в камере <р= 100%. Сред-
няя температура поверхности изделия в течение этого часа ts = 82° С
(температура изделия выше температуры среды камеры вследствие
экзотермии цемента). Давление паровоздушной среды в камере
В=760 мм рт. ст.
Так как испарение происходит при постоянной скорости, то тем-
пература поверхности постоянна и, следовательно, постоянны коэф-
фициент массообмена и парциальное давление пара, поэтому для
подсчета количества испарившейся жидкости пользуемся формулой
(2.58). Парциальное давление водяного пара в паровоздушной среде
при fc = 80°C и ср= 100%. согласно табл. 2, ре =355,1 мм рт. ст. Сред-
няя абсолютная температура пограничного слоя на поверхности из-
делия
Т = 273 + 4 (^ + ts) = 273 + 4 (80 + 82) = 354° К.
А. А
6Й
Удельный вес воздуха В паровоздушной среде, согласно табл. 2, ув —-
= 0,826 кг/м3. Удельный вес воздуха в пограничном слое прн ts —
= 81 (354° К) и парциальное давление пара соответственно равны
уя = 0,816 кг/м3-, ps — 369,7 мм рт. ст. Определяем коэффициент массо-
ироводности по формуле (2.57)
,./ 760; / 760 \
X'= 0,307-10'’ Т ----- =0,307-10-8354 ----- =
\ В / 760 /
= 108-Ю-6 кг/м.ч-ммрт. ст.
По табл. 10 находим коэффициент кинематической вязкости погранич-
ного слоя при температуре 81° С (354° К)
v = 22-10—6 м2/сек.
Вычисляем характерный размер изделия L — ~j/~s = 1 м.
Вычисляем критерий Архимеда
. gWc-Ys) 9,81-1(0,826-0,816)
АГ — “ — - == Z, • 1U .
v2Yo (22-10—6 )3-0,826
По формуле (2.63) находим
Nu' = 0,618 Аг0-248 = 0,618(2,32 • 108)°-248 = 74.
Откуда
Nu'V 74-108-10—6
а' =---— =---------~~ 0,008 кг/м2-ч-мм рт. ст.
/а
Наконец, по (2.58) вычисляем количество испарившейся жидкости
с 1 ж2 в час
Wi = а'(рм — рс)а.т = 0,008(369,7 — 355,1) 1 • 1 « 0,13 кг.
Для панели размером 7X3 м, находящейся в форме, т. е. от-
крытой с одной стороны, поверхность испарения s,=21 м2 и коли-
чество испарившейся воды в течение часа составит 0,13-21=2,7 кг.
Пример. Определить количество пара (воды), сконденсировав-
шегося в течение часа на 1 м2 поверхности изделия, находящегося в
ямной камере. Температура и относительная влажность паровоздуш-
ной среды камеры соответственно равны /о=90°С и ф= 100%, сред-
няя температура поверхности изделия в течение этого часа fs=88°C
и давление паровоздушной среды в камере В=760 мм рт. ст.
Определяем среднюю абсолютную температуру пограничного слоя
па поверхности изделия
Т = 273 + -у (/с + ts) = 273 + (90 + 88) = 362° К-
По табл. 2 находим парциальное давление пара и удельный вес
паровоздушной смеси в камере при fo=90°C и <р= 100% и при Т=
= 362° К (^=89° С) в пограничном слое:
рс = 525,8 мм рт. ст.; ps = 506,1 мм рт. ст.;
Ус = 0,724 кг/м3; у3 = 0,733 кг/м3.
63
Подсчитываем коэффициент массопроводности___________
, „ / 760 \ , / 760
Л = 0,307.10-6 Т------- = 0,307.10-6 -372 —
\ В / \ 7Ь0
= 114-10-6 кг!м-ч-ммрт. ст.
По табл. 10 находим коэффициент кинематической вязкости погранич-
ного слоя для температуры 89° С (362° К), v = 22,9-106 мг!сек. Вы-
числяем критерий Архимеда
gLs(ys — Vc) 9,81-1? (0,733 — 0,724 „
Аг = ---— = —:-------------------------- = 0,238-108.
v2ys (22,9-10-6 )2 0,733
По формуле (2.63) находим
Nu' = 0,618 Аг0-248 = 0,618(0,238 • 108)0'248 = 67,5,
откуда
, Nu'X' 67,5-114-10-6 л „
а = —=--------------—-----= 0,0075 кг/м? ч мм рт. ст.
Vs Vl
Так как коэффициенты массообмена при испарении и конденсации
равны между собой, то |3 = а'=0,0075 кг/м? • ч • мм рт. ст. Пользуясь
формулой (2.59), найдем количество сконденсировавшегося пара
Д7К = р(Рс = 0,0075(525,8 — 506,1) = 0,148 кг/м1.
Для панели размером 7X3 м общая поверхность конденсации
равна примерно 45 ж2; следовательно, количество сконденсировав-
шегося пара будет равно 1Т'общ=0,148 • 45=6,65 кг.
Коэффициенты тепло- и массообмена при испарении
и вынужденном движении паровоздушной смеси с доста-
точной для практических расчетов точностью могут быть
также определены по формулам А. В. Нестеренко [73]:
Nu = A Pr°’33Re«Gu“; (2.64)
Nu' = А' (Рг')0’33 Re"' Gum\ (2.65)
Принимая во внимание, что Рг~Рг'~0,75, эти формулы
можно представить так:
Nu = В Re'"Gu'":
(2.66)
Nu' = B'Re"'Gum'.
(2.67)
За характерный размер при вычислении критериев
в этих формулах принята длина изделия. Значения В, В',
п, п', т, т' приведены в табл. 14.
64
_______________Таблица 14
Значения постоянных в формулах (2.66)—(2.67)
Пределы изменения Re В п m В' п' т'
1=2-102 0,97 0,48 0,175 0,755 0,53 0,135
3,15-103=2,2 • 10* 0,463 0,61 0,175 0,445 0,61 0,135
2,2-10*=3,15- 10б 0,0245 0,90 0,175 0,0227 0,90 0,135
Пример. Определить количество воды, испаряющейся с 1 м2
изделия в камере непрерывного действия для следующих условий-,
температура среды /с = 100°С и мокрого термометра /М = 7Г С, ско-
рость движения воздуха и=0,5 м/сек-, температура поверхности из-
делия по окончании периода нагрева h = 80°C; длина изделия 6,4 м.
Выполним вспомогательные вычисления. Парциальное давление
водяного пара рп в среде при <М=71°С согласно табл. 2 равно
243,9 мм рт. ст. Парциальное давление водяного пара на поверхности
р« = 355,1 мм рт. ст. Парциальное давление насыщенного пара при
температуре среды 100° С рс=760 мм рт. ст.
Относительная влажность среды
Средняя температура пограничного слоя изделий
Т = 273 + -у (100 + 80) = 363° К-
Коэффициент теплопроводности паровоздушной смеси по (2.11)
при t, = 80°С и ф = 32% будет X = 0,0252 + 0,0043 • 032 =
= 0,0266 ккал/м • ч • град.
Коэффициент кинематической вязкости среды для температур погра-
ничного слоя 90° С составит v=22,9-10~6 м2/сек. Определяем Re
0,5-6,4 ч
= 139-103.
vl
е = —= 22>9.10-б
Для этого числа Re значения постоянных в формуле (2.66) будут
следующими:
Gu0,175 =
В = 0,0245; п = 0,9; пг = 0,175;
Re0-8 = (139 -103)0’9 = 4 1 600;
100 — 80 \0,175
=°’6:
Nu = 0,0245 • 41 600 • 0,6 = 615.
5—894
65
Определим коэффициенты конвективной теплоотдачи
615-0,0266
ак =-----—--------= 2,6 ккал/лР-ч-град.
6,4
Затем рассчитаем значения Nu' с учетом числовых значений для
Re=139- 103 по формуле (2.67):
п„/8О-65\о.135
Nu = 0,0227-139 0000’9---—— =
353 )
=0,0227-41 600-0,655 = 620.
По формуле (2.57) имеем:
X' = 0,307 • IO-® 363 = 111,2 • Ю'в ккал]м -ч-мм рт. ст:,
а коэффициенты влагообмена по формуле (2.58)
, Nu'V 620.111,2 п „
а' =------=----------= 0,0108 кг м2-ч-мм pfn.cm.
6,4 6,4-10в
Количество влаги, испаряющейся с 1 ж2 в час, будет
Wi = 0,0108(355,1 —243,9) = 1,21 кг!м2-ч.
ГЛАВА 3------
ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ПОЛЯ В БЕТОННЫХ
И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЯХ,
ПОДВЕРГАЕМЫХ ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКЕ,
И ИХ РАСЧЕТ
1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Температурный режим при тепловой обработке из-
делий задается обычно в виде режима изменения во вре-
мени температуры среды твердения — температуры
паровоздушной смеси в ямных камерах, температуры
в паровых отсеках кассетных установок и т. д. Это спра-
ведливо только в отношении режима тепловой обработ-
ки тех небольших бетонных образцов-кубов, на кото-
рых производится подбор состава бетона и устанавли-
вается режим тепловой обработки, так как температура
в центре и других точках таких образцов практически
близко следует за температурой среды, во времени ма-
ло,от нее отличается.
В реальных же изделиях температура в различных
точках их сечений, как правило, далеко не соответст-
вует температуре среды в данный момент времени и от-
личается неравномерностью — наличием иногда значи-
тельных перепадов температуры между поверхностью
и различными точками сечения изделий. Поскольку ус-
корение процессов твердения бетона в каждой точке
сечения изделий и кинетика этих процессов зависит от
температуры именно в данном объеме бетона, темпера-
турный режим среды твердения должен назначаться
таким, чтобы обеспечивался необходимый температур-
ный режим в теле бетона изделий и чтобы температур-
ные перепады не превышали при этом значений, допу-
стимых для данных изделий.
Для правильного назначения режимов тепловой об-
работки изделий необходимо знать кинетику темпера-
туры в отдельных точках изделия и ее распределение
в объеме изделий в различные моменты времени. Эти
же данные нужны и для теплотехнических расчетов ус-
тановок ускоренного твердения бетона. В результате
5*
67
тепла в установки, длительность периодов разогрева из-
делий, изотермического прогрева и остывания.
Таким образом, определение температуры бетонных
изделий в зависимости от параметров греющей среды
и их изменения во времени являются существенным эле-
ментом теплотехнического расчета, связанного с опре-
делением оптимальных режимов тепловлажностной об-
работки бетонных и железобетонных изделий и конст-
руктивных параметров установок для тепловой обра-
ботки.
Изменение температуры любой точки тела (бетона)
в зависимости от времени и температуры описывается
дифференциальным уравнением теплопроводности
(уравнением Фурье). Это уравнение составляется на
основании закона Фурье (2.9) и закона сохранения энер-
гии и в общем случае, при постоянстве физических кон-
стант тела, имеет вид
dt , w
— = ауЧ Н-------
dx су
(3.1)
где t — температура в рассматриваемой точке тела в °C в момент
времени т в ч; w — удельная мощность внутреннего источника
тепла (количество выделяемого тепла в единицу времени в еди-
нице объема) в ккал/м3 • ч*-, а, с, у — соответственно коэффи-
циент температуропроводности (м2/ч), удельная теплоемкость
(ккал!кг • град) и удельный вес тела в кг/м3.
В прямоугольной системе координат (х, у, z)
,, d2t . d2t . d2t
v dx2 ду2 dz2
В сферических координатах (z, ф, 0) при х =
— г sin 0 cos ф; у = г sin 0 sin ф; z = г cos 0:
<92/ 2 dt , 1 dt Г„ 24 d/1,
dr2 r dr r2 dp |_ dp .
1 d2/
+ /*2 (1 — p2) аф2 ’
где p = cos 0.
В цилиндрических координатах (г, 0, z) при
x = rcos 0; y = r sin0
,, d2/ . 1 dt . 1 d2t , d2/
---------,----------.-----------
v dr2 r dr r2 d02 dz2
* В некоторых случаях, например при значительном испарении
влаги из бетона, величина а> может быть отрицательной.
68
Из общего случая трехмерной пространственной за-
дачи могут быть получены частные случаи плоской и ли-
нейной задач, осевой или полярной симметрии, соответ-
ствующие часто встречающимся на практике задачам,
в которых температурные поля зависят от двух или
только от одной координаты.
Для одномерного температурного поля, которое мы
в дальнейшем только и будем рассматривать, эти урав-
нения приобретают более простой вид.
Прямоугольная система координат (неограниченная
пластина)
Сферическая система координат (шар)
dt ( d-t . 2 dt \ . ш
~ а------1---, — -----.
dx \ dr2 г dr2 / су
Цилиндрическая система координат (неограничен-
ный круглый цилиндр)
= + + (з.4)
dx \ dr г dr / су
Для решения дифференциального уравнения тепло-
проводности, соответствующего определенному конкрет-
ному условию, необходимо располагать дополнительными
данными. Такими данными являются: геометриче-
ская форма тела; распределение температур в началь-
ный момент времени (начальное условие) и закон взаи-
модействия между окружающей средой и поверхностью
тела (граничное условие). Совокупность начального
и граничного условий называется краевыми условиями.
Существующие методы не позволяют дать строгое
решение указанных уравнений в общем случае для же-
лезобетонных изделий любой конфигурации и при лю-
бых краевых условиях. Однако, имея решение этих
уравнений для бесконечной пластины, неограниченного
цилиндра и шара можно получить достаточно точные
для практических расчетов приближенные значения
средних температур по объему и температур в харак-
терных точках (например, в центре) бетонных изделий
любой формы. Поэтому для практических расчетов важ-
но иметь решение дифференциальных уравнений тепло-
проводности для неограниченной пластины, неограни-
ченного цилиндра и шара. Изделия типа плит и панелей
69
при наименьшем размере в плане более 4—G толщин
сечения могут рассматриваться как неограниченные
пластины. На основе этого в дальнейшем приводится при-
мер расчета таких изделий.
Классическое решение уравнения Фурье для шара
возможно использовать для температурных полей изде-
лий, у которых все три измерения близки между собой.
Наконец, как бесконечный цилиндр можно рассмат-
ривать изделия различных форм — балки, колонны
и т. п.
Из сочетания этих трех элементов можно получить
приближенные данные о температурных полях в отдель-
ных изделиях более сложных форм, разлагая их на про-
стейшие элементы. Сложность решения уравнения
Фурье в применении к бетону изделий возникает вслед-
ствие необходимости учитывать внутренний источник
тепла в твердеющем бетоне — в результате того, что
процесс его твердения носит характер экзотермической
реакции, т. е. протекает с выделением тепла. В свою,
очередь тепловыделение бетона — величина не постоян-
ная, зависит от многих факторов и в том числе от тем-
пературы бетона. В связи с этим решение дифференци-
ального уравнения (3.1) удается выполнить только при
некоторых допущениях. Вопрос об экзотермии цемента
и ее зависимости от температурных условий твердения
бетона рассматривается ниже.
2. ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЕ БЕТОНА
ПРИ ЕГО ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКЕ
Процесс твердения бетона, как известно, сопровож-
дается выделением тепла вследствие экзотермической
реакции гидратации цемента. Тепло, выделяемое толь-
ко за первые 3—4 ч, составляет около 20% всего тепла,
расходуемого на нагрев изделий, и должно учитываться
при теплотехнических расчетах.
Тепловыделение бетона зависит от тепловыделения
цемента, которое в свою очередь определяется рядом
факторов. Из них наиболее важными являются: химиче-
ский и минералогиечский состав цемента, тонкость его
помола, водоцементное отношение, температура бетона
и продолжительность его тепловой обработки.
Тепловыделение цемента и, следовательно, бетона
представляет собой непрерывно развивающийся во вре-
70
Мени сложный процесс. В литературе довольно широко
освещен вопрос о тепловыделении бетона и цемента.
Прежде всего следует упомянуть капитальный труд
И. Д. Запорожца, С. Д. Окорокова и А. А. Парийского
[39]. В этом труде подробно излагаются результаты ис-
следования тепловыделения различных цементов при изо-
термическом и адиабатическом режимах твердения бе-
тона, приводятся многочисленные формулы, описываю-
щие закономерности процессов твердения, и др. Однако
эта работа не позволяет воспользоваться ею для прак-
тических расчетов, связанных с тепловой обработкой
бетона, так как так называемая температурная функ-
ция, входящая в предлагаемые авторами формулы,
справедлива только до 60° С. Процесс же тепловой об-
работки железобетонных изделий протекает при темпе-
ратурах 85—100° С, для которых эту функцию нужно
определять путем специальных исследований.
И. Б. Заседателев [36] проводил экспериментальное
определение тепловыделения различных цементов при
температурах окружающей среды 20—90° С. Для опре-
деления тепловыделения цемента по методу Заседателе-
ва необходимо пользоваться экспериментально-графиче-
ским способом, что весьма ограничивает возможность
применения его для расчетов.
Наиболее широкое распространение в настоящее
время получили результаты исследования тепловыделе-
ния цемента, проведенного в институте ВНИИЖелезо-
бетон [55], которые показали, что для данного цемента
при постоянном водоцементном отношении тепловыде-
ление можно представить как функцию произведения
температуры бетона (цемента) на время, т. е. как функ-
цию градусо-часов.
Ф = £бт, (3.5)
где is — постоянная температура цемента (бетона); т—продол-
жительность нагрева.
На рис. 16 приведена зависимость тепловыделения
белгородского портландцемента марки 400 с удельной
поверхностью 3000 см2! г от градусо-часов. Опытные
точки, полученные при температурах бетона 45—90° С,
довольно хорошо располагаются по определенному за-
кону, который с достаточной для практических расчетов
71
точностью можно выразить в виде эмпирической зави-
симости:
Q3=100(l—ае ьа) ккал/кг, (3.6)
где а и b — постоянные коэффициенты, определяемые из следующих
соотношений:
при 0 сХ О 375 а = 1,00 b — 0,0015; (3.7)
при 375 < -0 < 2000 а = 0,666 Ь = 0,0004; (3.8)
е — основание натуральных логарифмов.
Рис. 16. Тепловыделение белгородского портландцемента
в зависимости от градусо-часов
Эта формула верна и дает хорошее совпадение
с опытными данными, если температура бетона находит-
ся в пределах
30° С sC t6 90° С и В/Ц = 0,25.
72
Коэффициент 100 в формуле (3.6) соответствует ве-
личине тепловыделения исследуемого портландцемента
при нормальном 28-суточном твердении. Изучение теп-
ловыделения портландцементов других марок показа-
ло, что в первом приближении, достаточном, однако,
для практических расче-
тов, можно принять теп-
ловыделение цемента при
прочих равных условиях
пропорциональным тепло-
выделению при 28-суточ-
ном твердении в естест-
венных условиях.
Обозначив величину
тепловыделения цемента
при 28-суточном тверде-
нии в естественных усло-
виях через Q328, можно
формулу (3.6) предста-
вить в более общем виде:
<?9 =Q928( 1 - (3.9)
Если величина Q328 не
Определена лабораторны-
ми испытаниями, то для
практических расчетов
можно пользоваться сле-
дующими данными:
Рис. 17. Тепловыделение дат-
ского портландцемента в зави-
симости от водоцементного от-
ношения
цифры на кривых — продолжитель*
ность нагрева в ч
Марка цемента1 500 400 300 200
Q328 в ккал!кг 120 100 80 60
Дальнейшее обобщение формулы (3.9) можно полу-
чить, если учесть влияние водоцементного отношения на
тепловыделение цемента. Исследования Раструпа [85],
проведенные на датском портландцементе, показали,
что при прочих равных условиях тепловыделение цемен-
та возрастает с ростом водоцементного отношения.
На рис. 17 приведены в логарифмических координа-
1 Здесь и в дальнейшем марка цемента указана по ГОСТ
10178—62.
73
тах кривые изменения тепловыделения цемента при
/б = 50°С в зависимости от водоцементного отношения,
построенные по данным Раструпа. Как видно из приве-
денной диаграммы, опытные точки достаточно хорошо
располагаются вдоль прямых, тангенс угла наклона ко-
Рис. 18. Номограмма для определения тепловыделения
бетона, изготовленного на портландцементе, при тепло-
вой обработке
торых п незначительно меняется в зависимости от про-
должительности нагрева (в пределах п=0,41 н- 0,475).
Принимая среднее значение тангенса угла наклона нСр=
= 0,44, можно влияние водоцементного отношения на
тепловыделение цемента выразить в виде эмпирической
зависимости:
<2э=С(В/Д)°Л (3.10)
где коэффициент С зависит от вида, марки и температу-
ры цемента. Считая в первом приближении, что показа-
74
тель степени при В/Ц не зависит от марки цемента и
принимая во внимание, что формула (3.6) выведена для
В/Ц —Q,25, получим на основании диаграммы (см.
рис. 16).
Qs = 1,85Q928(B/ZZ)0,44 (1 — пе-63). (3.11)
Эта формула позволяет подсчитать тепловыделение
портландцементов в зависимости от В/Ц и градусо-часов
при прочих равных условиях и ограничениях, приведен-
ных в формулах (3.7) и (3.8).
Рис. 19. Тепловыделение портландце-
мента марки 400 в зависимости от
градусо-часов
1, 2, 3 н 4 — ВЩ соответственно 0,3; 0,4;
0,5 н 0,6
Марки цемента . . 500 400 300 200
Поправочный коэффициент 1,2 1,0 0,8 0,6
75
___Для практических расчетов по этой формуле построй-
на номограмма рис. 18. При изменении величины в
пределах от 0 до 300 удобно пользоваться простой фор-
мулой
Qa = 0,00023 Q,28 (В/Д)о.« (3.12)
или диаграммой (рис. 19), построенной по этой формуле.
Ниже даются значения (В/Д)0144.
в/ц 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6
(В/Ц)0,Ы 0,58 0,627 0,668 0,697 0,738 0,77 0,8
Приведенные формулы выведены для портландце-
ментов, однако в первом приближении они позволяют
подсчитать тепловыделение и других цементов. Если
в 1 м3 бетона содержится цемента Ц кг, то для практи-
ческих расчетов можно считать, что тепловыделение бе-
тона
Q3 бэт = ЦэЦ ККал/М3. (3.13)
Формулами (3.11) и (3.12) или диаграммами (см.
рис. 18 и 19) для подсчета тепловыделения цемента
можно пользоваться в том случае, если температура его
в процессе твердения бетона является постоянной вели-
чиной. При изменении температуры бетона с течением
времени количество градусо-часов определяют по фор-
муле (3.5), принимая за to среднюю температуру бетона
за рассматриваемый промежуток времени. Если опытных
данных для определения нет, то для практических
расчетов можно воспользоваться формулами изменения
средней температуры тел в зависимости от времени, при-
веденными в теории теплопроводности [52], допуская при
этом, что тепловыделение цемента незначительно влия-
ет на среднюю температуру бетона. Изменение темпе-
ратуры среды в камере при подъеме температуры с до-
статочной для практических расчетов точностью можно
представить в виде линейной зависимости от времени,
т. е.
tc = to + br, (3.14)
где to—температура среды в начальный момент, т. е. когда т=0;
b — скорость нагрева среды в град/ч.
76
---В этом случае средняя температура бетона ^.Ср без_____
учета экзотермии на основании теории теплопроводно-
сти может быть определена по формуле
, , . &-R2 /с
^б.ср — h Н---------- I Fo
tn' -f- 2 -f- Bi
m' {m' -f- 2) Bi
9
+ у A.e-^Fo
(3.15)
где tn' — величина, зависящая от формы тела. Для неограниченной
пластины т'=\. неограниченного цилиндра т'=2 и для шара
т'=3; е — основание натуральных логарифмов; Fo— кри-
терий Фурье; Bi'—критерий Био; Вп; — величины, зави-
сящие от критерия Bi и формы тела; R — характерный размер
тела; для неограниченной пластины он равен половине ее тол-
щины, для цилиндра и шара —• их радиусу.
Для расчетов формулу (3.15) удобно представить в виде
t I bR2 с
1б.ср — (JT Ч<1,
а
в которой
Сх = Ро —
т' -|- 2 + Bi
т' (т' + 2) Bi
V Bn е~ Fo
М-л
л=1
-fJFo.Bi),
определяется по графикам на рис. 20—22.
Средняя температура бетона на данный промежуток
времени, очевидно, будет равна:
т
~ ~ У ^б.ср dx.
о
Подставляя в эту формулу £б.ср из (3.15), получим после
интегрирования
= + — С2;
а
C2 = f2(Fo, Bi) (3.16)
ИЛИ
= k + —с2)т,
\ а /
(3.17)
77
где-----------------------------------
q _ Fo_____m'4-2-|-Bi ,
2 2 m' (m' + 2) Bi
„ ( - p.2 Fo\
+ у^Ц1_е ) =/2 (Fo, Bi),
Zj I^Fo
л=1
Рис. 20. Кривые Ci=fi(Fo;Bi) для неограни-
ченной пластины
Для удобства расчетов на рис. 23—25 приведены гра-
фики C2 = f2(Fo, Bi).
При изотермическом прогреве температура среды ка-
меры постоянна и железобетонные или бетонные изделия
прогреваются при постоянной температуре. В этом слу-
чае количество градусо-часов, которое набирает изделие,
определяется по формуле
'биз = ^нз^из (^из ^к) “"~ Сз, (3. 18)
где
со / 2 \
С8 = ~ е~ Fj “ /«(Fo, Bi);
Ле=1
tna — температура изотермического прогрева изделия; tK —
средняя температура изделия в конце подъема температур.
78
Рис. 21. Кривые Ci=fi(Fo;Bi) для неограни-
ченного цилиндра
79
Рис. 23. Кривые С2=/2 (Fo; Bi) для неограни-
ченной пластины
Рис. 24. Кривые (Fo; Bi) для неограни-
ченного цилиндра
80
На рис. 26—28 приведены графики C3 = /'3(Fo, Bi).
Если необходимо вычислить количество тепла за ка-
кой-либо отрезок времени, то следует вначале опреде-
Рис. 25. Кривые C2=f2 (Fo; Bi) для шара
Рис. 26. Кривые C3=f3 (Fo; Bi) для неограни-
ченной пластины
лить все тепло, выделившееся за весь период твердения,
и вычесть тепло, выделившееся до начала данного от-
резка времени. Поясним сказанное примерами.
6—894
81
-----Пример. Определить удельную величину тепловыделения железо-
бетонной панели толщиной 6=2 7?=0,2 м на портландцементе мар-
ки 400, если известно:
количество цемента в 1 м3 бетона . . . .
водоцементное отношение . ..............
начальная температура бетонной смеси . .
скорость подъема температуры среды ка-
меры . ................................
продолжительность подъема температур
температура изотермической выдержки . .
продолжительность изотермической выдерж-
ки .. . ....................... .......
средний за период нагрева коэффициент теп-
лообмена . . ............................
то же, за период изотермической выдержки
коэффициент теплопроводности бетонной
смеси .................................
вес единицы объема свежеотформованной
панели ................................
удельная теплоемкость бетона ...........
//=400 кг
В/Ц=0,5
f0=15°C
6=25 град/ч
тиз—5 ч
а=50 ккал!м?-ч-град
а=70 ккал[м2-ч-град
А=1,7 ккал/м-ч-град
у=2400 кг/л3
с=0,25 ккал/кг-град
= 0,00278 л2/ч.
0,25-2400
Вычисляем коэффициент температуропроводности
А 1,7
а =-----
су
Вычисляем критерий Bi и Fo для периода подъема температур
aR 50-0,1 „ отиз 0,00278-3
Bi = ——- = —г- = 2,95; Fo = —= -4-----------------= 0,835.
А 1,7 R2 0,12
= 2,95; Fo =
По графикам рис. 23 для полученных значений Fo и Bi находим ве-
личину С2=0,13, тогда количество градусо-часов, которое наберет
панель, будет равно:
/ , bR2 „ \ / , 25 • 0,12 • 0,13\ „
^под — Ро Н- ) "'под — 115 + п ) 3 — 80,5 град/ч.
\ a j \ u,uuz/o /
Определяем критерий Bi для изотермического прогрева
= 70,0,1 _ 4 ,
А 1,7
Вычисляем среднюю температуру панели в конце периода подъема
температур по формуле (3.15), в которой Ci определяем по кривым
рис. 20.
bR2 25-0,12
Zk==/o+—С1=15 + -0Гб0278“ 0’38 = 49-2°С- -
Вычисляем критерий Fo для изотермического режима
атиз 0,00278-5
Fo = —— = ----=1,39
7?2 0,12 J
8?
формуле (3.18) вычисляем количество градусо-часов для изотермиче-
ского режима
^из == ^из^из (^из ’ А<) С3 = 90-5
0,12-0,482
— (90 — 49,2) — — = 380 град/ч.
v ’ 0,00278
Рис. 27. Кривые C3=f3 (Fo; Bi) для неограни-
ченного цилиндра
Рис. 28. Кривые C3=f3 (Fo; Bi) для шара
Общее количество градусо-часов равно:
&под + •Оиэ = 80,5 + 380 =± 460,5 град/ч.
По номограмме рис. 18 находим, что этому количеству градусо-часов,
марке цемента 400 и В/Ц=0,5 соответствует тепловыделение Qa=
=57 ккал/кг (238 кдж/кг).
Тепловыделение 1 м3 бетона (удельное тепловыделение) будет равно:
Qa.eeT = T(Q3 = 400 • 57 — 22 800 ккал/м3 (95,5 • 103 кдж/кг м3).
6'
83
Пример. По условиям предыдущего примера определить тёпло-
Тзыделение цементгГза последний 8-й час тепловой обработки.
Определяем количество градусо-часов при изотермической вы-
держке тиз =4. Для этого случая
ат 0,00278-4
Fo =-----= ----------= 1,07.
0,12
По кривым рис. 26 находим Сз=0,476. Количество градусо-часов для
изотермического режима равно
, , #2
®из = ^изТиз ~~ (^из — б<) ~ С3 =
0,12-0,476
= 90-4 — (90 — 49,2) — — = 290 град ч.
' ’ 0,00278 и
Общее количество градусо-часов
<>под+С = 80,5 + 290 « 370.
По номограмме рис. 18 находим Q3=53 ккал!кг.
Следовательно, за 8-й час тепловыделение цемента составит Q3—<2Э =
=57—53=4 ккал/кг (16,7 кдж/кг).
3. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУР
И ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ПЕРЕПАДЫ В БЕТОННЫХ
И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЯХ
В ПЕРИОД ПОДЪЕМА ТЕМПЕРАТУРЫ
СРЕДЫ В КАМЕРЕ
Цикл тепловлажностной обработки железобетонных
изделий включает следующие этапы:
1) подъем температуры паровоздушной среды до
максимальной заданной, который всегда можно выра-
зить линейной зависимостью температуры от времени.
х На этом этапе в основном происходит разогрев изделия;
2) выдерживание изделий в камере при максималь-
ной постоянной температуре (так называемый изотер-
мический прогрев). На этом этапе, в зависимости от ха-
рактерного размера и теплофизических постоянных бе-
тона, изделие может быть уже прогрето и распределение
температур по толщине становится равномерным или же
разогрев будет продолжаться;
3) остывание изделий. На этом этапе температура
изделий понижается соответственно заданному режиму
понижения температуры среды в камере.
Особенное значение имеет расчет температуры бетона
в период нагрева, так как на этой стадии распре-
деление температур по толщине бетона существенно
84
влияет ня его структурообразование, а также в процессе
охлаждения, когда появляется опасность появления
трещин.
Рассмотрим процесс нагрева бетонной панели при ее
тепловой обработке. Так как свежеотформованный бетон
является влажным телом, то в общем случае при тепло-
вой обработке может происходить испарение влаги из
бетона. Поэтому наряду с положительным источником
тепла будет действовать отрицательный источник тепла,
величина которого для случая равномерного испарения
влаги по всему объему тела определится из соотношения
W = rD,
где г — скрытая теплота парообразования в ккал]кг\ D—объем-
ная интенсивность испарения в кклл
Тогда задачу о нагреве бетонной панели можно сфор-
мулировать следующим образом. Дана неограниченная
пластина толщиной 2R при температуре /о- Пластина
помещается в среду, температура которой повышается
по закону
tG = to + br,
где t0 — температура среды в момент т=0; Ь — скорость нагрева
среды в град)ч.
Внутри пластины действуют положительный и отри-
цательный источники тепла, мощность которых w и w'.
Найти распределение температуры по толщине пласти-
ны и удельный расход тепла в любой момент времени.
Приведем решение уравнения теплопроводности бетон-
ной пластины при следующих допущениях.
1. Коэффициент теплоотдачи от паровоздушной сре-
ды к бетонной пластине . постоянен. В действительности
он меняется от температуры среды. Принимая во внима-
ние, что коэффициент теплоотдачи вообще велик, для
бетонных изделий, имеющих достаточную толщину и ко-
эффициент теплопроводности не более 2,0 ккал/м • ч • град,
можно, без большой погрешности, пользоваться средним
значением коэффициента теплоотдачи для рассматривае-
мого интервала температуры.
2. Коэффициент теплопроводности в процессе нагре-
ва пластины постоянный.
3. Испарение влаги из пластины происходит равно-
мерно по всему объему.
4. Учитывая высокое значение коэффициента тепло-
проводности стали (50 ккал]М'Ч-град), а также не-
85
большую относительно Изделия толщину стенок метал-
лической формы, влиянием последней в расчетах пре-
небрегаем, что оправдывается опытом и наблюдениями.
Также пренебрегаем влиянием арматуры на темпера-
турное поле пластины.
5. Пластина нагревается одинаково с обеих сторон.
6. В рассматриваемом интервале времени, соответ-
ствующем периоду разогрева изделий, тепловыделение
цемента определяется по формуле (3.12).
7. Тепловыделение бетона зависит от средней по
объему температуры бетона, которая определяется без
учета тепловыделения цемента.
Поместим в середину толщины пластины начало ко-
ординат и ось х направим перпендикулярно к плоскости
пластины, тогда уравнение теплопроводности можно на-
писать в следующем виде:
dt (х, т) = а дЧ(х, т) Г _ гД -3 1д,
5т 5х2 су су ’
где х, т — переменные: расстояние от условно выбираемого начала
координат и время; в нашем решении—в метрах и часах;
Цх, т) —температура в градусах в точке тела х в момент вре-
%
мени т; а, с, у — теплофизические параметры бетона; а=-
, су
коэффициент температуропроводности в л2/ч; А,— коэффициент
теплопроводности в ккал/м • ч • град-, с — удельная теплоемкость
в ккал/кг • град\ у — объемный вес бетонной смеси в кг!м3-,
W— средняя за рассматриваемый промежуток времени мощность
внутреннего источника тепла (количество выделяемого тепла в
единицу времени в единице объема); в нашем случае — экзо-
термический эффект в бетоне в ккал/м3 • ч- град.
Вычислим мощность тепловыделения W, т. е. среднее
тепловыделение цемента в 1 м3 бетона за рассматривае-
мый промежуток времени. Очевидно, что за время т ч
тепловыделение в 1 м3 бетона будет равно:
Q3 = АЦ\1й + -b-^~ Cj т, (3.20)
\ a J
где
(d \0 44
“) ’ • (3-21)
Следовательно, мощность тепловыделения
W = = ALl(t0+ ^-CA. (3.22)
т \ a /
86
Обозначив величины
/ W?2 \
Л/ф + —С2
----------1-------— т;
су ____7 су
(3.23)
(3.24)
и подставив их в исходное уравнение, получим
dt(x, т) дЧ(х, т) , ZO ОСГЧ
—= а —Л +m~pi- (з. 25)
5т Зх2
Для решения уравнения теплопроводности пластины
приняты следующие краевые условия:
1) t(x, 0) = ts, т. е. в начальный момент температура
бетонной пластины по всему сечению постоянна;
— О, условие симметричного распреде-
ления температуры по сечению тела относительно его
оси, обусловленное равенством температуры среды со
всех его сторон.
3)_ +я[/0 + Ьг — /(Я,т)] =0, (3.26)
где Я= — относительный коэффициент теплообмена.
Это условие выражает равенство количеств тепла,
подводимого к поверхности тела путем теплообмена и от-
водимого от поверхности внутрь тела в результате тепло-
проводности.
Пользуясь операционным методом, получаем реше-
ние уравнения (3.25) в виде выражения для температуры
в любой точке неограниченной пластины в любой момент
времени с учетом тепловыделения цемента. Аналогично
получаем решения для неограниченного цилиндра
п шара:
неограниченная пластина
(b — tn + pj) Я2
— COsL,
я/
-р.2р°
е
87
co 2
+ (4 — Q X ^ne
n=1
неограниченный цилиндр
4a \ Bi
(3.27)
co
+ Gh — Q X ^ne
шар
t(r,x) = to + bx~(b~? + Pi}R2 (1 + ---
V ’ 0 6a \ Bi R2
+ (ь-^ + р,-)^ V А Д.Sin^ R c~^Fo +
n=l
(3.29)
n=l
В приведенных выше формулах:
х, г—координаты точки рассматриваемого тела;
Ап, !-1п— постоянные, зависящие от формы тела и критерия Bi;
/0 — функция Бесселя первого рода нулевого порядка.
В данном решении чис-
ло членов ряда может быть
для практических расчетов
ограниченным. При значе-
ниях критерия Fo>0,2 мож-
но ограничиться только пер-
вым членом ряда и соответ-
ственно значениями At и щ.
При Fo<0,2 достаточно
Рис. 29. Значения постоян-
ных щ, |i2l At, Аг, Bi в за-
висимости от критерия Bi
для неограниченной пла-
стины
88
взять первые два члена ряда и соответственно постоян-
ности от Bi для неограниченной пластины, неограничен-
ного цилиндра и шара приведены на рис. 29—31.
Рис. 30. Значения постоян-
ных щ, рз, Ai, А2, Bi в за-
висимости от критерия Bi
для неограиичениого ци-
линдра
Рис. 31. Значения постоян-
ных Ць |i2, Ai, А2, Bi в за-
висимости от критерия Bi
для шара
В частном случае, если испарения влаги из бетона нет
и начальная температура его равна температуре среды,
т. е. р, = 0; ta=t0, получим:
неограниченная пластина
t (х, т) = t0 + bt
Ь № Г / 1 I 2 \ п
---------I Z?3 1 Ч--------- — х2
2а [ \ Bi /
• 00 2
+ jkc0SL^r"nF°; (3.30)
п=1
неограниченный цилиндр
*№ L \ / J
89
+ ^2^7о(и''т)е И”Е°:
rt=l
шар
t (Z,r) = t0 + bx - [/?’ (1 + -M - r2l +
4a I. \ Bi /
b — tn
a
rt=l
n sin (mtj n ) 2
— • —e~^Fo. (3.32)
r Hn
В практике часто встречаются случаи, когда в про-
цессе нагрева или охлаждения железобетонных изде-
лий влага испаряется не по всему объему панели, а толь-
ко с ее поверхностями, причем интенсивность испарения
на одной поверхности (например, верхней) не равна ин-
тенсивности испарения на противоположной. В этом слу-
чае в уравнении (3.25) Рг = О, а граничные условия 2)
и 3) заменяются на следующие:
_+Н + Ьх-1(+/?, т)] - -ф- = 0; (3.33)
ОХ Л
+ +н [f0 4- Ьх- t(-R, т)] -= 0, (3.34)
ох л,
Pi—•интенсивность испарения на верхней поверхности в кг/мР-ч-,
Р2 — интенсивность испарения на нижней поверхности в «а/.и2 • ч;
р — скрытая теплота испарения в ккал!кг.
Решение уравнения (3.25) при этих условиях можно
представить в следующем виде:
t (х, т) = t0 + Ьх —
н-----------
а
S. / у \ —|X_Fo
4cos^„— je —
п=1
CO 2
— ^-(Р14-Рг)УД„соз(,ц„-^-')е ц«Ро_
zCC лвшл у f\ J
/1=1
90
-₽—7--------ч /---Bi--\—х----------
2a P1Pa \ 1 + Bi ) R
°° 2
SI X \ — F*°
^isin p.w— e
\ A /
fc==l
В частном случае, когда испарение происходит только
с верхней поверхности панели (панель находится в фор-
ме) и tB=t0, получим
. . . , . , (Ь— т) R* Г, . 2 х* 1 ,
t(X, т) = t0 + bx — '-------1Н------------------Н-
v ’ ’ 01 2а Bi 7?2 J
(6 — т) R*
а
PPi VI
2а
п=1
СО 2
Y -^2- cos (ц„ —) е Ц/г -
п—1
X \
7? /
ppi / Bi \ х
2а (1 -Ь Bi/ R
(3.35)
*=i
Здесь Ahi', Мм — величины, зависящие от критерия Bi, определяемые
по графикам рис. 32.
Пример. Требуется определить температуру на поверхности и в
середине (центре) железобетонной панели после 2-часового пропари-
вания в ямной камере, если известны следующие данные:
продолжительность тепловой обработки . т=2ч
начальная температура панели, равная на-
чальной температуре среды............. /н=/о=20°С
средний за 2 ч коэффициент теплообмена . а=50 ккал/М^-Ч-град
коэффициент теплопроводности бетонной
смеси.................................Х=1,7 ккал/м-ч-град
удельная теплоемкость бетонной смеси . . с=0,25 ккал/кг-град
характерный размер панели, равный поло-
вине ее толщины....................... 7?=0,1 м
количество цемента марки 400 в 1 м3 смеси
бетона . . ........................... £(=400 кг
водоцементиое отношение................. В/££=0,5
скорость подъема температуры среды в ка-
мере ................................. Ь=30 град/ч
вес единицы объема свежесформоваиного
изделия............................... у=2450 кг/мА
Вычисляем коэффициент температуропроводности
Л.
д = —
су
1,7
0,25-2450
= 0,00278 ла/ч.
01
Вычисляем критерий Rj_w Fo:--------------------
<y.R 50-0,1 ах
Bi = = — = 2,95; Fo = —
0,00278-2
50-0,1
Т а б л и ц а 15
висимости от критерия Bi для неограниченной
пластины
По графикам рис, 23 для полученных значений Fo и Bi находим
С2=0,075. По формуле (3.23) подсчитываем величину т, характери-
зующую тепловыделение цемента:
т -
0,
а
су
0,0023-100-0,50’44-400 (чв 4- о 075^
_______________________0,00278 ’ /
0,25-2450 -~3,
Значения тригонометрических, экспоненциальной функций
и функции Бесселя
X sin х COS X е х г« U)
0,000 0,000 1,000 1,000 1,000
0,100 0,099 0,995 0,904 0,997
0,200 0,198 0,980 0,818 0,990
0,300 0,295 0,955 0,740 0,977
0,400 0,389 0,921 0,670 0,960
0,500 0,479 0,844 0,606 0,938
0,600 0,564 0,825 0,548 0,912
0,700 0,644 0,764 0,496 0,881
0,800 0,717 0,696 0,449 0,846
0,900 0,783 0,621 0,406 0,807
1,000 0,841 0,540 0,367 0,765
1,100 0,891 0,453 0,332 0,719
1,200 0,932 0,362 0,301 0,671
1,300 0,963 0,267 0,272 0,620
1,400 0,985 0,169 0,246 0,566
1,500 0,997 0,070 0,223 0,511
1,600 0,999 —0,029 0,201 0,455
1,700 0,991 —0,128 0,182 0,397
1,800 0,973 —0,227 0,165 0,339
1,900 0,946 —0,323 0,149 0,281
2,000 0,909 —0,416 0,135 0,223
93
Продолжение табл, 15
X sin х COS X в х /о (X)
2,100 0,863 —0,504 0,122 0,166
2,200 0,808 —0,588 0,110 0,110
2,300 0,745 —0,666 0,100 0,055
2,400 0,675 —0,731 0,090 0,002
Так как Fo>0,2, то при подсчете температуры панели можно ог-
раничиться только первым членом бесконечного ряда входящего в
формулу (3.30) и коэффициентами Ai и По графикам рис. 29 на-
ходим, что для Bi = 2,95 Л1 = 1,21 и щ=1,19.
Подставляя известные значения величин в формулу (3.30) и по-
лагая x=R, получим, что температура поверхности
t (R, т) = 10 + Ьх----—— - / cospn е~ |XiFo\ ;
° \ И1 /
/(7?,2)= 20 + 30-2
_(30 —3)0,1*/ 1
~ 0,00278 (2,95
-^±-cos 1>19е-1.19ао,556)=
1,19»
= 61,2° С.
Значения экспоненциальной функции е~х, тригономет-
рических функций и функций Бесселя нулевого порядка
/о(х) приведены в табл. 15.
Температуру середины (центра) панели определяем
по формуле (3.30), приняв х=0.
t(O,r) = to + bx—^^R2
а
Ах -^1Ро
-----“ е >
£(0,2)= 20 + 30-2 — (ЗОцЗ)_ОД»Г2_ Л _1_\ __
' 0,00278 L 2 \ 2.95/
1,21 -1,192-0,556
----------е
1,19»
= 36,2°G.
Перепад температур между поверхностью и центром
равен:
А/ = /(/?, т) — 1(0, т) = 61,2 — 36,2 = 25° С.
Если изделие находится в металлической форме, то
вследствие большой теплопроводности металла
94
(50 ккал]м-ч- град) и малой толщины стейок формы
последняя практически не окажет влияния на темпера-
туру бетона. Что касается температуры самой формы,
Рис. 33. Номограмма для определения температуры и
времени нагрева железобетонных изделий при изменении
температуры паровоздушной среды по линейному закону
---- неограниченная пластина:-неограниченный цилиндр;
—.— шар
то с достаточным приближением можно считать, что она
равна температуре поверхности бетона.
Расчет температуры и продолжительности нагрева
бетонных изделий по формулам (3.30), (3.31), (3.32)
95
При использовании таблиц является Простым даже в слу-
уже когда можно ограничиться только одним членом.
Однако в целях дальнейшего упрощения практических
расчетов на рис. 33 представлена номограмма, построен-
ная по формулам (3.30), (3.31), (3.32), в которых при-
нято Bi = 8. Эта номограмма позволяет легко и быстро
решать прямую и обратную задачи: определять продол-
жительность нагрева железобетонного изделия, необхо-
димую для достижения определенной температуры, или-
по продолжительности нагрева — температуру нагрева.
Номограмма выполнена в четырех квадрантах.
В правом верхнем квадранте приведены кривые от-
носительных координат для неограниченной пластины
неограниченного цилиндра и шара , опреде-
ляющие различные точки поперечного сечения изделия.
Например, центр пластины характеризуется величиной
— = 0, а поверхность — = 1.
R R
В левом верхнем квадранте приведены прямые, ха-
ра
растеризующие величину — . В нижнем левом квад-
ранте приведены кривые b—т и шкала перепада темпе-
ратур tc—t, где tc — температура среды, a t — искомая
температура в заданной точке изделия. Наконец, в пра-
вом нижнем квадранте даны шкала температур и пря-
ра
мне, определяющие величину — . Приведем пример
пользования номограммой.
Пример. Определить температуру центра панели при следую-
щих данных:
продолжительность нагрева панели................... т=1,75«
характерный размер панели.................... Я =0,1 м
коэффициент температуропроводности бетона . . а=0,00363 м2/ч
скорость подъема температуры среды в камере . 6=40 град/ч
начальная температура среды....................... /0=25°С
коэффициент, характеризующий тепловыделение
бетона ..................................... т=3 град 1ч
Д2
Определяем величины ----- и b—т:
а
R* _ 0,12
а ~ 0,00363
= 2,75; Ь— т = 40 — 3 = 37.
Из точки на левой шкале нижнего правого квадранта, соответ-
ствующей г=1,75 ч, восставляем перпендикуляр до пересечения
96
-___________________________g?____________________________________
с прямой, соответствующей —~-2,75, которая не нанесена на номо-
грамме, а находится путем интерполяции между соседними прямы-
ми. Через полученную точку пересечения проводим вверх вертикаль-
ную прямую до пересечения со сплошной кривой с отметкой
X
— =0. Через вновь полученную точку пересечения проводим влево
R2
горизонтальную прямую до пересечения с прямой ------=2,75 (не на-
несена) .
Далее из этой точки проведем вертикальную линию вниз до пе-
ресечения ее с наклонной прямой Ь—т~37 (не нанесена), а затем
горизонтальную линию вправо до пересечения с вертикальной шка-
лой (tc—t), на которой найдем tc—/=42. Так как /с = ^+&г=25+
+40-1,75 = 95, то искомая температура панели будет равна:
t = /0 —42 = 95 — 42 = 53° С (-326° К).
Если критерий Bi в полученных решениях стремится к беско-
нечности, то температура поверхности плиты сразу становится рав-
ной температуре окружающей среды, так как из граничного условия
(3.26) при Bi -»• оо имеем
R dt (R^) 1
tc — t (RjX) = to + bx — t (Rx) = lim —- -------- =0,
Bi ->co i_i3i Ox j
откуда следует, что
tc = t (Rix').
Практически температура поверхности становится сразу равной
температуре среды уже при Bi > 15, так как при этих значениях ве-
личины |1П и Ап мало отличаются от значений, которые они имели
бы при Bi=oo. Так, например, для неограниченной пластины при
Bi= 15 |ii = l,47; Ai = l,278, а при Bi = oo p,t = l,57; Ai = l,273. Это об-
стоятельство необходимо учитывать при решении вопроса об интен-
сификации нагрева бетонных изделий, пропариваемых в ямных ка-
мерах путем увеличения коэффициента теплообмена. Если коэффи-
циент теплообмена между паровоздушной средой камеры и издели-
ем, коэффициент теплопроводности и характерный размер изделия
таковы, что критерий Bi > 15, то любое увеличение коэффициента
теплообмена, т. е. увеличение критерия Bi, не повлечет за собой за-
метного повышения скорости нагрева изделия.
При Bi =оо — = 0, а
л . „j-t - 4
Аналогичные преобразования и выводы справедливы и для ре--
шеиий, относящихся к бесконечному цилиндру и шару.
Решения дифференциальных уравнений теплопровод-
ности для неограниченной пластины, бесконечного ци-
линдра и шара позволяют подсчитать для них темпера-
7-894
97
туру в любой точке в зависимости от шродолжйтельнО"
сти нагрева, теплофизических констант, скорости подъе-
ма температуры окружающей среды и тепловыделения
бетона.
Эти же решения позволяют подсчитать, как происхо-
дит охлаждение при снижении температуры среды в ка-
мере. Для этого в соответствующих формулах нужно пе-
ред величиной, характеризующей скорость снижения
температуры среды, которую можно также обозначить Ь,
подставить знак минус, принять т = 0; так как гидрата-
ция цемента в основном закончилась, начальную темпе-
ратуру бетона принять равной температуре бетона в кон-
це изотермического прогрева, которая обычно равна
температуре среды при изотермической выдержке, и
иметь данные об интенсивности испарения воды с по-
верхности бетона.
Пример. Определить температуру на поверхности и в середи-
не железобетонной панели после 2-ч охлаждения в ямной камере
при следующих данных:
продолжительность охлаждения .... т=2 ч
начальная температура панели и темпера-
тура изотермической выдержки .... /о=9О'С
коэффициент теплообмена.................... а=10 ккал! м2-ч-град
скорость спуска температуры среды в ка-
мере..................................... Ь— —20 град)ч
скрытая теплота парообразования . . , р=540 ккал)кг
Испарение влаги происходит только с верхней поверхности па-
нели с интенсивностью pi = 0,250 кг/м2 • ч. Величины Л, с, R и у те же,
что и в предыдущем примере.
Вычисляем критерий Bi
aR 10-0,1 _
Bi =-----=--------= 0,6.
Л 1,7
По графикам (рис. 29 и 32) находим, что для Bi =0,6
Hi = 0,705; Аг = 1,081;
|ii,i = 1,88; /li,i = 0,28.
Из предыдущего примера имеем а=0,00278 м21ч и Fo=0,556.
Подставляя известные значения величин в формулу (3.35), в кото-
рой полагаем т=0 и ограничиваемся только первым членом ряда,
так как Fo>0,2, получим, что температура верхней поверхности
, bR2
< (/?, т) — to bx — .
a 1 Bi
1 Л1 — n?Fo
— cos И1е
PPi 1л -u?Fo , Bi
1 c°s^ +i+H
9
. - . —Jlf 5F0
+ Л1Д sin e M
98
20-0,12 / 1 1,081 „ -0 7052 0 55б\
; 90.20-2-1 ----—-----cos0,705е 0705 •055Ь —
0,00278 \0,6 0,7052 )
540-0,25 [ п 7пм п ссс 0,6
— 1,081 cos О,7О5е-0-705 '°-566 + ,.-;’А +
2-10 \ г 1+0,6
+ 0,28 sin 1,88е—1 88S’°*556) = 50 + 29 — 7 = 72°С(~345° К) -
Для расчета температуры нижней поверхности нужно принять
х——R, тогда температура будет равна 78° С, т. е. в случае испа-
рения температура верхней поверхности будет ниже температуры
нижней. Температуру середины панели определяем по формуле
t (0, т) = t0 + Ьт — ——
2а *
1,081 g_ 0,70S2-0,556
0,7052
_ А_ e-H?Fo ‘ _
н?
- Лх = 90 - 20,2 + + -
п~ Г 0,00278 2 0,6/
540-0,25 081«е—о,7О52-о,55б =
= 50 + 37 — 1,04 » 86°С(~359° К) -
Пользуясь приведенными выше решениями уравне-
ний теплопроводности для неограниченной пластины
(3.30), неограниченного цилиндра (3.31) и шара (3.32),
можно перепад температур между поверхностью и цент-
ром для каждого из этих тел в случае отсутствия испа-
рения влаги представить в следующем виде:
Д/ = (6 — (3.36)
где
M = f(Fo; Bi),
функция, в начальный момент равная нулю и с течением
времени асимптотически приближающаяся к постоян-
ной величине, т. е. при т = 0 /И = 0 и при т—>оо Л4->
-► const. Из формулы (3.36) следует, что наличие экзо-
термии т>0 уменьшает перепад температур между по-
верхностью и центром изделия, что согласуется с данны-
ми (42, 77].
Анализ полученных формул позволяет сделать следу-
ющие выводы.
1. Наличие экзотермии в бетоне является положи-
тельным фактором, так как тепловыделение цемента
уменьшает перепады температур между поверхностью и
центром изделия, что подтверждается также исследова-
7*
99
ниями [42]. Объясняется это тем, что вследствие экзо-
термии увеличивается тепловой поток от наружных сло-
ев изделия к центру. Перепад температур между поверх-
ностью и центром изделия пропорционален разности ме-
жду скоростью подъема температур b и коэффициентом
т, характеризующим экзотермический эффект гидрата-
ции цемента. При больших значениях b влияние экзотер-
мии незначительно. При Ь = т температурные градиен-
ты в изделии равны нулю. Однако это условие соблю-
дается при значениях & = 2-ъЗ, что практически равно-
ценно твердению бетона в нормальных условиях.
2. Температура в центре сечения изделия на протяже-
нии всего периода разогрева остается ниже температу-
ры поверхности изделия и среды в камере независимо от
его толщины, скорости подъема температуры среды в
камере, расхода цемента и его экзотермии.
3. Температура в центре изделия тем более отстает
от температуры поверхности и перепад этих температур
в процессе разогрева тем больше, чем больше толщина
изделия, меньше коэффициент температуропроводности
и меньше расход цемента в бетоне, меньше экзотермия и
интенсивнее скорость подъема температуры среды в ка-
мере. Влияние этих факторов неодинаково. Наибольшее
влияние на величину перепада температур А/ в бетоне
изделий оказывают их толщина и скорость подъема тем-
пературы в камере. Экзотермия цемента и его расход в
бетоне оказывают меньшее влияние.
4. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУР
И ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ПЕРЕПАДЫ
В БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЯХ
В ПЕРИОД ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ПРОГРЕВА
Для решения задачи о кинетике нагрева изделия и
распределения температур по его сечению в этот период
служат те же дифференциальные уравнения теплопро-
водности, что и для решений подобной задачи при подъ-
еме температуры, но при других начальных условиях.
Начало режима изотермического прогрева совпадает с
концом периода подъема температур, поэтому за началь-
ный момент времени для отсчета продолжительности на-
грева необходимо брать время, соответствующее концу
периода разогрева температуры среды в камере. При
этом изделие будет иметь начальное распределение тем-
100
нсратур, определяемое уравнениями (3.30), (3.31), (3.32),
и которых следует положить т=тПод, где тПОд— продол-
жительность периода подъема температуры среды в ка-
мере.
Кроме того, величина т, характеризующая тепловы-
деление бетона, будет выражаться значительно сложнее,
чем при подъеме температуры. При изотермическом про-
греве, как правило, О=ГбТ>375, и, следовательно, зави-
симость тепловыделения от времени и температуры уже
не будет выражаться линейной функцией. Аналитическое
решение указанных уравнений при этих условиях очень
затруднительно. Для упрощения задачи примем, что в
начальный момент изотермического прогрева изделие
имеет по сечению параболическое распределение темпе-
ратуры, определяемое соотношением
<(х,о) = ;;+(1«п-/;)±., - (з.зт)
где /«; — соответственно температуры центра и поверхности в на-
чильный момент изотермического прогрева.
Величину, характеризующую тепловыделение бетона
в этот период, обозначим таз и будем определять ее как
разность тепловыделений 1 м3 бетона за промежуток вре-
мени, равный Тпод+Тиз, и промежуток тПод, отнесенную к
разности этих промежутков времени, т. е. к продолжи-
тельности изотермической выдержки тиз и к величине
су, т. е.
fflii3 == ^.+п°д ~ 9п°д, (з.з8)
сутиз
где (?из+под — тепловыделение 1 м3 бетона за’ время, равное про-
должительности подъема температуры среды-в камере и изотермй-
ческой выдержки в ккал/м3-, фПод — то же самое за время подъема
температуры среды в камере в ккал/м?.
Тогда получим решения, которые удобно представить
в следующем виде:
неограниченная пластина
(3.39)
со
tc — t(x, т)
п ц
----------- ^пл -®пл’
401
-------/-т—\——-------------
X cos!Нп-|-)е;(ЗЛО)
\ А /
тизЯ* Ш1 i !_£)_
а(/Оп-;ц)[2^ Bi
неограниченный цилиндр
/с t (г, т) . __ п _____________
ц Ц Bj •
(3.41)
*п *Ц
л=1
t — t°
‘с ‘п
1П 1Ц
(3.42)
4
/ \ 2
(3.43)
\ А /
в.=
2_
4
/Пиз#2
_2_____г^_
Bi Л2
шар
(3.44)
fc —т)
‘п ‘ц
= ЛШ — Вш
(3.45)
2
Bi ’
R I Г \ — IX^FO ,п .сч
-V —Sin р„— е « 1(3.46)
г \ В)
п==1
(3.47)
В частном случае, если тепловыделения нет, т. е.
тиз=0,
Виа = = Вш =0
102
и тогДа имёём:
неограниченная пластина
<3-48)
неограниченный цилиндр
лц----(3.49)
zo_zo - Bi’
шар
=4--. (3.50)
Bi
Этими уравнениями удобно пользоваться для вычис-
ления средней температуры бетона, от которой, согласно
принятому выше допущению, зависит тепловыделение
цемента.
В дальнейших расчетах нам придется определять
среднюю температуру изделия, если известны температу-
ра поверхности и центра. Считая, что распределение
температур по сечению тела определяется соотношением
(3.37), получим, что средняя температура равна:
(3-51)
о L
Значения Лпл определяют по номограмме рис. 34, а
^пл — по номограмме рис. 33, построенным для Bi = 8.
При определении величины Впя нужно иметь в виду, что
(^с ‘ 0 ^из
(6_ОТ)( /0-/0) ’
(3.52)
где /с—/ — величина, определяемая по номограмме (рис. 33) для
^2 X
заданных значений т, -, — и произвольном значении (Ь—т).
а 1\
Приведем пример расчета температур бетона в пе-
риод изотермической выдержки по указанным номограм-
мам.
Пример. Определить температуру поверхности и центра бетон-
ной панели в период изотермической выдержки при следующих
данных;
характерный размер панели....... /?=0,15 м
коэффициент температуропроводности бе-
тона .............. а—0,0025 мг/ч
103
продолжительность периода подъема тем-
ператур Г ...... а “ Тпод^З^Г^
продолжительность периода изотермической
выдержки .......... тид~3 ч
температура изотермической выдержки . . /с=90°С
температура поверхности панели в начале
изотермической выдержки...................... =80°С
температура центра панели в начале изо-
термической выдержки........................... =60°С
начальная температура панели................. /о=20°С
количество цемента на 1 м3 бетона ... Ц =400 кг/м3
тип и марка цемента — портландцемент
марки ....... ..................... 400
водоцементное отношение..................... B/ZZ=0,4
удельная теплоемкость бетонной смеси . . с=0,25ккал/кг-град
пес единицы объема бетонной смеси . . . у=2450 кг!м3-
Определяем среднюю температуру панели в конце режима подъе-
ма температур по формуле (3.51)
Zn+2/u 80 4-2-60 г
^ср.под— „ = ~ — 66,6°С.
о о
Средняя температура панели за весь период подъема темпера-
тур равна:
= А+Ар-под = = 43, зос
За период подъема температур панель набрала
Опод = ^бТпод = 43,3 • 3 = 130 град ч.
По кривым рис. 18 находим, что для полученных градусо-часов,
В/Ц—0,4 и марки цемента 400 тепловыделение 1 кг цемента составит
Qa=19 ккал)кг, а для 1 м3 бетона
<2яод = IfQs ~ 400 • 19 = 7600 ккал/м3.
Средняя температура панели за весь период изотермической вы-
держки равна:
г ^СР-ПОД + ^ср.н'1 66,6 4-78
‘б~ 2 ~ 2 =72,5.
За период изотермической выдержки панель набрала количест-
во градусо-часов
Физ = (б Тиз = 72,5 • 3 = 217 град - ч.
Общее количество градусо-часов для рассматриваемых двух пе-
риодов тепловой обработки бетона равно:
Ф = Фдод 4- Физ = 130 4- 217 = 447 град • ч.
По кривым рис. 18 находим, что удельное тепловыделение для
значений Ф = 447, В/Д=0,4 и марки цемента 400 равно 44 ккал!кг,
в тепловыделение 1 м3 бетона равно:
Фпод+из == 400 • 44 = 17 500 ккал.
105
104
----Вычисляем величину тЯз, характеризующую
тона, по формуле (3.38)
^ПОД-рИЗ ^под
/72из =
17 500 — 7600.
-----------— =ЬА град/ч.
0,25-2450-3
суб^из
Вычисляем величины:
0,15а
а 0,0025
*с~ = 90-80 =
/0 _ Л 80 — 60 ~ ’
*п сц
Определяем по номограмме рис. 21 величину ЛПл для тил=3 ч,
X X
=0 (температура центра) и~—==1 (температура поверхности).
К А
Для этого через точку т=3 проводим вправо горизонталь до пересе-
чения с прямой---=9; из точки пересечения восставляем перпенди-
х
куляр до пересечения с кривой -^-=0 Для пластины. Затем из точки
пересечения проводим влево горизонтальную прямую до пересече-
ния с прямой -----7=0,5. Наконец, из точки пересечения опускаем
г— г
п ц
перпендикуляр на шкалу Л, на которой находим Лпл =0,82. Для
х
—— =1 таким же образом находим Лпл =0,19.
R
R2
Для заданных значений т=3;----=9 и произвольного значения
b—т, например Ь—т = 20, находим по номограмме (рис. 33) при
—~=0; tc.—/=55; при ~ =1; tc—Z=ll.
*\
По формуле (3.52) находим Впп
при — =0; Впл=---------——
* (&—щ)(/°-
X , „ (/с — t)ma3
при — =1; впл= -------——
R
Из формулы (3.39) имеем, что температура центра по истече-
нии 3 ч изотермического прогрева равна:
t (0,3) = tc - (Л пл - впл) ( t°n - <0 )=90-
— (0,82 — 0,741)(80 — 60) = 88,4° С.
55-5,4 „
------= 0,741;
20-20
•из
11-5,4
----77 = °-148.
20-20
Температура поверхности
/(д,з) = /с-(лпл-в;л)( /°п-/°ц) =
= 90 — (0,13 — 0,148)(80 — 60) = 90,4°С.
106
Согласно уравнению (3.48) температура центра панели без учета
экзотермии в конце изотермической выдержки равна:
t (0,т) = <с — ( ) Дпл = 90 — (80 - 60) 0,82 *= 73,5°С.
Из этого же уравнения получим температуры поверхности
/(/?, т) = <с——) Л„л= 90 —(80 — 60)0,13 = 87,4°С.
По формуле (3.36) находим среднюю температуру изделия в конце
периода изотермической выдержки
_ < (R, 3) + 2< (0, 3) _ 87,4 + 2-73,5 _
‘ср.из — 2 — 2 — /о U,
Если сравнить результаты расчета температур панели с темпе-
ратурами панели в этих же точках, но без учета экзотермии цемента,
то увидим, что температура центра с учетом экзотермии выше на
88,4—^3,5«15°, а температура поверхности на 90,4—87,4=3°.
При испарении влаги только с одной стороны поверх-
ности бетонной панели (панель находится на поддоне
или в форме) распределение температур по толщине па-
нели можно определить по формуле
/с t (х, Т) д п I Р ________PPi____
о о 21Пл -Опл + ^пл . о , (3.53)
'п-'ц 2а( /п-/ц)
где
г Г, . Bi X2 . V л х
пл Р + 1+Bi '/?2 + lAislIWi R е ]•
4=1
Кривые CM = f(Bi, Fo), относящиеся к температуре
поверхности, приведены на рис. 35. Для температуры
центра, очевидно, Спл = 1.
Приведенные выше зависимости для расчета распре-
деления температур в бетонных и железобетонных из-
делиях при их тепловой обработке могут быть примене-
107
йы для любых установок ускоренного тверденйя бетона.
Эти зависимости значительно упрощаются при условии,
что в процессе тепловой обработки бетона из него не
испаряется влага. Этому условию удовлетворяют такие
установки, как, например, ямные камеры, вертикальные
камеры и др., в которых изделия пропариваются. В этом
случае поверхность изделий соприкасается с паровоз-
душной средой, относительная влажность которой равна
100%, или с насыщенным паром.
5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДА ТЕПЛА
НА НАГРЕВ БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
ИЗДЕЛИЙ
Период подъема температуры. Для обеспечения за-
данного режима подъема температур в камере необхо-
димо знать расход тепла на нагрев изделий и форм в
этот период. Рассмотрим, как и раньше, 3 случая: неог-
раниченная пластина, неограниченный цилиндр и шар.
Найдем среднюю температуру неограниченной пласти-
ны, которая необходима для определения расхода тепла,
по формуле
F(t) = -i- у t(x, x)dx.
b
Если подставить вместо t(x, т) соответствующее вы-
ражение из (3.30), то после интегрирования получим
(3.54)
где
В„ = ф(В1).
При Fo>0,2 можно ограничиться только первым чле-
ном суммы и значениями Bi и щ, которые являются фун-
кциями критерия Bi. Эти значения приведены на рис.
29—31. Расход тепла на нагрев 1 м3 бетона за заданное
время Тпод находим по формуле
= Сбуб[^ (т) -— *о] —
' — Сбуб^Тпод. (3.55)
108
где Св — удельная теплоемкость бетона в ккал! кг град-, уб — удель-
ный вес бетона в кг/л3; Сбуоттпод — теплота экзотермии бетона
в ккал/м3.
Принимая, как и раньше, Bi = 8, получим, что выра-
жение, стоящее в квадратных скобках в формуле (3.54),
будет только функцией критерия Fo. Тогда выражение
(3.55) можно представить в следующем виде:
^7 б = Сбуб(& т) 'Гподфпл, (3.56)
где фпл — есть известная, функция от критерия Fo.
Расход тепла на нагрев металла форм, имеющих вес
GM, подсчитываем по формуле
ЧгИ = GmCm[^(^?, т) — /0], (3.57)
так как средняя температура металла форм может быть
с достаточной для практических расчетов точностью
принята равной температуре поверхности бетона —
Аналогично для неограниченного цилиндра
9б = Сбуб(& Fi)Тподфц (3.58)
и шара
Q б — Сбуб(& Fi) Тподфш, (3.59)
где Чгц; ’1ГШ — известные функции критерия Fo для неограниченного
цилиндра и шара. На рис. 36 приведены графики функций Чг=
“((Fo).
Для панелей, у которых в процессе тепловой обработ-
ки испарение воды происходит только с одной стороны:
7б Сб7б (Р nty Тпод'фпд Cgyg - Фп ррЗ/Тп0д, (3.60)
где Ф„ — известная функция Fo и Bi; S; — поверхность испарения
панели, отнесенная к 1 м3 бетона в плотном теле, в м2!м3 бетона.
Период изотермической выдержки. Расход тепла на
нагрев 1 м3 бетона в этот период удобно определить по
следующей формуле:
Чб ~ ^5Уб[((ср.из (ср.под) ^ГизТИз]. (3.61)
При испарении воды с одной стороны панели
Чб = £буб[(ср.из — (ср.под) — ^ГизТиз] +
+ РР«гТиз, (3.62)
где fcp-под—средняя температура бетона в конце режима подъема
температур; 7Ср.Из — средняя температура бетона в конце рас-
сматриваемого промежутка времени изотермического прогрева.
109
Средние температуры бетона на режиме подъема тем-
ператур и изотермической выдержки определяются по
формуле (3.51).
Пример. Подсчитать расход тепла на нагрев панели в форме на
стадиях подъема температур и изотермического прогрева при сле-
дующих данных:
состав бетона на 1 м3:
портландцемент белгородский марки 400 £ц=460 кг
щебень .......................... , ^Щ=Ю6О кг
песок............................... gnee=715 «а
вода ............................... <?в=185 кг
вес арматуры.......................... . GaP=40 кг
удельный вес бетона..................... ув=2470 кг/м3
средний коэффициент теплообмена . . . а=60 ккал/м2-ч-град
коэффициент теплопроводности бетона . . Zg=l ,5 ккал/м-ч-град
толщина панели................................... 6=0,25 м
характерный размер панели....................... #=0,125 м
объем одной панели................................ о=3 м3
вес формы....................................... GM=3000 кг
удельная теплоемкость металла форм . . см=0,115 ккал/кг-град
температура панели до поступления в ка-
меру ............................................ /0=15°С
скорость подъема температуры в камере . 6=35 град/ч
продолжительность режима подъема темпе-
ратуры ............................. - тПод=2 ч
температура режима изотермического про-
грева ................................ <из=85° С
продолжительность режима изотермическо-
го прогрева........................... тиз=3 ч
Рис. 36. Кривые ф=/ (Fo)
/ — неограниченная пластина; 2 — неограничен-
ный цилиндр; 3 — шар
110
- _По (2.13) определяем теплоемкость бетона, принимая во внима-
ние, что вес сухих составляющих
Gcyx := £ц 4“ 4“ £нес == 470 4“ 1060 4“ 715 == 2245 кг/м3\
тогда имеем
„ 0»2(Ух + Ов 4- о, 115Gap 0,2-2245 4- 185 4- 0,115-40 _
Сб= Ссух + Св + бар ~ 2245 + 185 + 40
= 0,258 ккал/кг-град.
Вычисляем коэффициент температуропроводности бетона
а = — = ——-—- = 0,00235 м2!ч
сбуб 0,258-2470
и величину
R2 0.1252
— =---------= 6,6 ч.
а 0,00235
По (3.21) вычисляем величину А, принимая во внимание, что
Qa2s=100 ккал)кг (см. стр. 73).
А = 0,0023Q928 (B/TZ)°'44 = 0,0023-100/^У’44= 0,153,
/ 185 \0.44
где величина ~ (0-395)°*44 может быть взята по данным на
стр. 76.
Вычисляем критерии Fo и Bi:
от 0,00235-2 „ а/? 60 0,125
Fo == — = -----------= 0,303; Bi = ~~ = —---------------= 5.
R2 0,1252 Z 1,5
По графикам рис. 23 находим для найденных значений Fo и Bi
Сг=0,03, по формуле (3.23) вычисляем
/ bR2 \
АЦ к + — сА
\ а )
т =-------------------
су
/ 35-0,1252 \
0,153-460 15 Н-----——-0,03
\ 0,00235 /
------------------------------==2,44 град ч.
0,258-2470
По кривым рис. 36 находим, что для неограниченной пластины
при Fo=0,303 фпл =0,33. Тогда по (3.56) находим удельный расход
тепла на нагрев бетона:
<7б = Сбуб(6 — пг)тПОд1рпл =
= 0,258 • 2470(35 — 2,44)2 • 0,33 = 13 700 ккал/м3.
Так как панель имеет объем а = 3 м3, то на ее нагрев расходует-
ся тепла
Qa — = 13 700 • 3 = 41 000 ккал.
HI
По номограмме рис. 33 для известных значений
тпод!
2+ ,
----и b — т
а
найдем температуру поверхности бетона t(R, 2) для пластины при
х
— = 1
R
ta — t(R; 2) = 15,
откуда
t (R, 2) = tc — 15 = t0 + Ьх — 15 = 15 + 32-2—15 = 70° С.
По (3.57) находим, что расход тепла на нагрев формы равен:
</мет = <ЗмСм[/(/?, т) —<0] = 3000-0,115(70— 15) — 19 000 ккал.
Общее количество тепла, необходимое для нагрева панели и фор-
мы в период подъема температуры, равно:
<7 = <7п + <7мет = 41 000 + 19 000 = 60 000 ккал.
Расчет расхода тепла на нагрев бетона в период изотермическо-
го прогрева ведем в такой последовательности.
По номограмме рис. 33 и известным величинам ТпоЯ) ----, Ь и т
находим температуру центра панели
имеем t,-—<(0,2) =55,
откуда
<ц = t (0,2 = <« — 55 = <о + &тпод — 55 =
= 15 + 35 • 2 — 55 = 30° С.
Определяем среднюю температуру панели в конце периода
подъема температур по (3.51)
. *п + 2<ц
‘ср. ПОД — „
70 + 2-30
~ 3
43,3°С.
Средняя температура бетона
туры равна:
за весь период подъема темпера-
<6 =
tp + <СР-ПОД
2
15 + 43,3
2
= 29,1.
За период подъема температур панель будет иметь
’О'под =76т — 29,1 • 2 = 58,2 град ч.
По графикам рис. 19 находим, что при 58,2 град-ч, ВЩ=0,395
и марке цемента 400 тепловыделение 1 кг цемента составит Qo =
=9,5 ккал/кг, а для 1 м3 бетона
Опод = СцОэ = 460 - 9,5 = 4140 ккал]м3.
Определяем среднюю температуру паиели в конце периода изо-
термической выдержки. Для этого по номограмме рис. 34 находим
для
R?
Тиз = 3;----= 6,64 и
9
112
1 = ^Z2_=0i376;
tn-t. 70-30
х
А1л = 0,6 при —— = 0 и
А
X
4л =0 при - j- =1 •
Согласно (3.48) температура центра панели без учета экзотер-
мии в конце изотермической выдержки
f(0,3) = fc-(^-/°) Апл = 85 — (70 — 30) 0,6 = 51°С,
а температура поверхности
t (И, 3) = /с- (/0 -/ц°) Апл = 85 -(70-30) 0 = 85°С.
Средняя температура панели в конце периода изотермической
выдержки согласно (3.51)
/п + 2/ц 85 + 2-51 „„
*ср.из = --+ ц = —------------- = 62,5° С.
О о
Средняя температура панели за весь период изотермической вы-
держки равна:
^ер-под + ^ср-из 43+62,5
‘6== - = —
Определяем количество градусо-часов за период изотермическо-
го прогрева
Оиз = <бТиэ = 52,5 • 3 = 157,5 град ч.
Определяем общее количество градусо-часов за периоды подъе-
ма температур и изотермической выдержки
О' = 0'аоц + Физот = 58,2 + 157,5 = 216 град • ч.
= 52,5°С.
Находим (по рис. 18), что для полученных градусо-часов,
ВЩ=0,4 и марки цемента 400 тепловыделение 1 кг цемента со-
ставит Q3=32 ккал/кг, а для 1 м3 бетона
<2из+под = Gn,Qs> = 460 - 32 — 14 700 ккал.
Вычисляем /Пиз по формуле (3.38)
4з+под 4од 14 700 — 4140
тиз =----------------= ——------—— = 5,25град ч.
СбУбТиз 0,258.2470-3
По формуле (3.61)
7б — Сбуб[(^ср.из — ^ср.иод)—тизТиз] =
=0,258 • 2470[(67 — 43,3) — 5,25 • 3] = 5100 ккал/м3.
8-8Я
113
____Так как панель имеет объем »с=3 л*3, то на нагрев панели в те-
чение 3 ч изотермической выдержки расходуется тепла
<7из =' • 3 = 5100 • 3 = 15 300 ккал.
Расход тепла на нагрев формы в периоды подъема температуры
и изотермической выдержки определяем по формуле (3.57)
<7м = т) — 4>] =
= 3000 • 0,115(90— 15) == 26 000 ккал.
Таким образом, общий расход тепла на тепловую обработку па-
нели в форме (без учета теплопотерь) составит
<7общ — <7п + <7из + <7м = 41 400 + 15 300 4- 26 000 —
= 82 700 ккал (346 • 103 кдж),
а удельный расход на 1 м3 бетона
82 700
9удели-------—= 27600 ккал/м3 (115-Ю3 кдж]м3).
О
6. НАГРЕВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИИ
СЛОЖНОЙ ФОРМЫ
Рассмотренные выше формулы для расчета темпера-
турных полей железобетонных изделий выведены для из-
делий простейших форм: плоской стенки, цилиндра и
шара. Очевидно, что для большинства железобетонных
изделий, имеющих произвольную форму, эти формулы
неприменимы. Рассмотрим условия, которые необходи-
мо соблюсти, чтобы расчет температурного поля изде-
лия сложной конфигурации можно было бы заменить
расчетом температурного поля изделия простейшей
формы.
Наиболее распространенным методом оценки влия-
ния конфигурации изделия на температурное поле яв-
ляется использование расчетных формул для темпера-
турного поля неограниченной пластины, в которых ха-
рактерный размер пластины заменен так называемым
приведенным размером изделия.
Приведенный размер К. определяется как отношение
объема к площади поверхности нагрева или охлаждения
тела:
К = —. (3.63)
s
Для пластины приведенный размер равен половине
' (v & гЛ
толщины пластины 1д = — — для круглого цилцнд-
114
ра он равен половине радиуса = ~^~rj и, наконец, для
1 /гл 1 \
шара-----— радиуса I д = — г).
Из отношения (3.63) следует, что с увеличением объ-
ема тела сложной формы его приведенный размер воз-
растает (это приводит к соответствующему уменьшению
скорости нагрева или охлаждения), а с увеличением
площади приведенный размер уменьшается (соответст-
венно увеличивается скорость нагрева или охлаждения
тела). Таким образом, при расчете температурного поля
тела сложной формы с помощью приведенного размера
учитывается только влияние объема и поверхности тела.
По существу использование приведенного размера
для расчета температурного поля тела сложной формы
сводится к сравнению рассматриваемого тела с неогра-
ниченной пластиной соответствующей толщины. Так, на-
пример, бесконечно длинный круглый цилиндр должен
обладать такими же термическими свойствами, как неог-
раниченная пластина, толщина которой в 2 раза мень-
ше диаметра цилиндра. Шар должен иметь такие же
термические свойства, как неограниченная пластина тол-
щиной в 3 раза меньше диаметра шара и т. д. Расчет
температурного поля тела произвольной конфигурации
с помощью приведенного размера представляет большие
удобства и широко используется для практических це-
лей. Однако подробный анализ показывает, что приме-
нение этой величины допустимо только в условиях малой
интенсивности теплообмена.
Действительно из формулы (3.63), определяющей ве-
личину К,, следует, что с помощью этой величины учет
влияния геометрических данных тела на процесс тепло-
обмена возможен только в том случае, если в этом про-
цессе одновременно и равномерно принимает участие
весь объем тела. При этом, очевидно, размеры тела (дли-
на, высота и т. д.) никакого значения не имеют и темпе-
ратура его в любой точке сечения практически одна
и та же.
Весь объем тела может одновременно и равномерно
участвовать в процессе теплообмена только тогда, когда
внутреннее термическое сопротивление пренебрежимо
мало по сравнению с термическим сопротивлением на
поверхности тела. Такие условия соответствуют малой
интенсивности теплообмена, т. е. когда Bi С 1, что ясно
8*
115
видно из кривых рис. 37. На графиках рис. 37 приведены
относительные температуры @ центра сечения неограни-
ченной пластины, бесконечно длинного круглого цилинд-
ра и шара, имеющих равные приведенные размеры К,
для различных значений Bi, Fo.
Как видим, при Fo=l и Bi>0,5 расхождение между
Рис. 37. Температура середины стенки 1, цилиндра 2, ша-
ра 3, обладающих одинаковыми приведенными размерами К,
(кривая 1), цилиндра (кривая 2) и шара (кривая 3) по-
лучается весьма значительным. Это расхождение растет
с повышением интенсивности теплообмена, т. е. с ростом
критерия Bi. Из графика видно, что наименьшую ско-
рость нагрева или охлаждения (при равных значениях
К) имеет шар, наибольшую — пластина. Это объясня-
ется тем, что при одинаковых значениях К. величина гео-
метрического параметра R наибольшая у шара и наи-
меньшая у пластины: при равных значениях К диаметр
шара в 3 раза, а диаметр цилиндра — в 2 раза больше
толщины пластины.
Если бы рассматривались в равных условиях шар и
цилиндр с диаметрами, равными толщине пластины и
соответственно при разных значениях К, то распределе-
ние относительных температур получалось бы обратным:
быстрее всех нагрелся бы центр шара и медленнее
всех — центр пластины. Однако и в этом случае относи-
тельные температуры в центре шара, цилиндра и пласти-
ны не были бы пропорциональны значениям величины К.
Отсюда следует, что приведенный размер К может рас-
сматриваться как критерий, отражающий влияние гео-
метрии изделий на темп их разогрева или остывания
только в некоторых частных случаях. Например, когда
116
твердение бетона происходит при высоких значениях Fo
(при относительно низких температурах среды и соот-
ветственно длительных сроках твердения, например в ус-
ловиях нормального твердения) или при низких значе-
ниях Bi (бетоны с высокими значениями X или очень
тонкие изделия при малом значении коэффициента тепло-
отдачи а). В этих случаях разница в температурах цент-
ра шара, цилиндра и плиты при равных значениях К, как
видно из рис. 37, исчезающе мала и приведенный размер
может достаточно удовлетворительно характеризовать
кинетику нагрева железобетонных изделий.
При тепловой обработке железобетонных изделий в
пропарочных камерах Bi>l, aFo<3. В этом случае
приведенный размер К. непригоден для оценки геометри-
ческих характеристик изделий, влияющих на процессы
теплообмена. С этим важным обстоятельством часто не
считаются и ошибочно пользуются величиной К для оцен-
ки процессов теплообмена, протекающих с большой ин-
тенсивностью.
Для практических расчетов температурных полей в
бетоне реальных изделий различной конфигурации при
Bi> 1 их на основе принципа стабильности теплового по-
тока [15] можно рассматривать как приближающихся к
неограниченной пластине, бесконечному цилиндру или
шару (условно назовем их телами I, II, III группы) по
соотношению размеров тел в трех взаимно перпендику-
лярных направлениях (координатах). При этом если ка-
кой-либо из размеров тела превышает любой другой или
другие два в 5—6 (минимально в 4) раз, он, с точки зре-
ния влияния на температурное поле в центре рассматри-
ваемого изделия, может считаться «бесконечно боль-
шим» по отношению к другим, конечным размерам
тела.
Исходя из этой предпосылки, относим:- •
к телам I группы (типа пластины)—все изделия, у
которых два любых измерения из трех «бесконечно ве-
лики» по отношению к третьему, конечному. Харак-
терный пример таких изделий—; различные плиты и па-
нели;
к телам II группы (типа цилиндра) —все изделия, у
которых одно измерение «бесконечно большое», а два
других конечны. Характерный пример таких изделий —
балки, колонны, ригели;
к телам III группы (типа шара)—изделия, у кото-
117
pbix все три размера конечны. Характерный пример —
кубы, массивные фундаменты и т. п.
Изделия особо сложной конфигурации, например
фермы, лестничные марши и т. п., могут рассматриваться
как состоящие из ряда простейших элементов, которые
в свою очередь могут быть отнесены к телам I, II или III
группы.
Расчетное сечение в рассматриваемых изделиях всег-
да должно быть средним по отношению к наибольшему
размеру. Расчет сечений, близких к краям или торцам
изделий, не может дать удовлетворительных результа-
тов при использовании выведенных зависимостей.
Для расчета температурных полей в изделиях каждой
группы, если форма и поверхность их не строго соответ-
ствуют пластине, цилиндру или шару, необходимо пред-
варительно вычислить их характерные параметры, поль-
зуясь формулами приведения, основанными на законах
теории подобия [28]. К числу таких параметров относят-
ся эквивалентная толщина (для тел I группы) или экви-
валентный радиус (для тел II и III групп) и так назы-
ваемый критерий формы. Эти параметры вычисляются
по формулам, приведенным в табл. 16.
Пример. Определить температуру на поверхности и в центре
блока в конце периода подъема температур при следующих данных:
продолжительность нагрева.............. т = 3 ч
скорость подъема температуры среды в ка-
мере ...................................... 6=25°С/ч
коэффициент, учитывающий тепловыделение
бетона................................ щ = 2°С/ч
коэффициент температуропроводности бе-
тона ................................... а = 0,0027 ж2/ч
коэффициент теплопроводности бетона . . Х=1,7
ккал/м-ч-град'
начальная температура бетона ..... /0=15°С
коэффициент теплообмена между средой и
блоком ...................................... а = 60
ккал! м?-ч-град
Размеры блока:
длина . ........................... I = 2,39 м
ширина ........................... Л = 0,59 »
высота............................. 6 = 0,37 »
Блок принадлежит ко II группе тел, классическим представи-
телем которой является неограниченный цилиндр. По формулам
табл. 16 вычисляем характерный размер блока Х2 и критерий
формы 7,2
Х2 = 0,565 /Х.еч = 0,565^6 = 0,565 ]/о,59-О,37 = 0,263 л;
118
В таблице приняты следующие обозначения: v— объем изделия в плотном теле в м3; Fcp — площадь сечен ля
бетона изделий I группы в средней плоскости в At2; Fg0K—площадь боковой поверхности изделия I группы (сред-
няя из двух) в м2-, Fce4 —площадь исследуемого поперечного сечения изделия в м2; S — длина контура попереч-
ного сечения в F — общая площадь поверхности изделия в At2.
Значения коэффициентов приведения изделий сложной формы
к расчетной
119
__t 0 2°g 5 Q non 2 (A + $)
L-9. V t
/fee, Vht>
„ „„„2(0,59 + 0,37)
= 0,282 > ;= 1,16.
Ko,59-0,37
Определяем критерий Bi
ax2 60-0,263
B-^ = -T?- = 9,3.
Так как Bi<10, то для дальнейших расчетов вводим новый кри-
терий Bi', который определяется из соотношения
Bi'= L2Bi = 1,16-9,3 = 10,8.
Подсчитываем критерий Fo
„ ат ат 0,0027-3
R2 Л2 0,2632
Так как Fo<0,2, то в формуле (3.31) придется взять два члена
ряда. По графикам рис. 30 находим для В1 = 10,8 Л] = 1,6; Л2=—0,97;
Ц1=2,19; ц2=5,05.
Принимая во внимание, что /о(О) = 1, получим для температуры
центра блока
„ , (Ь — tn) R2 / 2 \
t (0,3) = /0 + Ьт - --- 1 + — +
4а \ В1 /
Аг - р.2 Fo (6 — tn) R2 Л2 - Fo
. —— е +------------- . —- е =
Fi а ц2
(25— 2) 0,2632 / 2 \ (25 — 2) 0,2632
4-0,0027 V + 10,8.)+ 0,0027 Х
I’6 е—2,192-0,117 | (25 — 2) 0,2632
2,192 Т" 0,0027
X (-0,970) е-5,05^.0,117 = 26ЭоС-
5,052
= 0,117.
(b — m) R2
a
= 15 + 25-3
Если бы учитывался только первый член ряда, то температура
была бы равна 28° С, т. е. разница составила бы всего 1,1°. Это по-
казывает, что с достаточной для практических расчетов точностью
и при Fo=0,117 можно ограничиться только первым членом беско-
нечного ряда.
Тогда для температуры поверхности блока имеем
„ (b — tn)R2 2
/ (R, 3) — /0 + Ьт— • +
4а Bi
, (b — m) R2 _ р 2 Fo
+ ~------— • ~ /о (Fi) « =15 + 25-3-
а R
(25 — 2) 0,2632 2 (25 — 2)0,2632
~ 4-0,0027 ' 10,8+ 0,0027 Х
Х Г°(2,19) в-2’192'0’117 = 76°е (~349° К).
120.
ГЛАВА 4
РЕЖИМЫ ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
1. РЕЖИМЫ ПРОПАРИВАНИЯ ИЗДЕЛИЙ
ИЗ ТЯЖЕЛЫХ БЕТОНОВ
Прочность бетона после пропаривания определяется
активностью цемента, режимом пропаривания и соста-
вом бетона. Как показали исследования [65], основное
влияние на скорость роста прочности бетона и получае-
мую относительную прочность при пропаривании ока-
зывает водоцементное отношение.
Поэтому величина прочности бетона для данного ви-
да цемента, которую следует получить в результате теп-
ловой обработки (пропаривания) по заданному режиму,
в основном будет зависеть от водоцементного отношения.
В табл. 17 дана ориентировочная зависимость относи-
тельной прочности бетона на портландцементе, пропа-
ренного при оптимальном режиме, от водоцементного
отношения [42].
Таблица 17
Зависимость прочности бетона от ВЩ
ВЩ Прочность бетона в % от марочной1
через 4 ч после пропа- ривания через 28 суток после пропаривания
0,6 и более 60—65 85—95 '
0,4—0,5 65—70 95—105
0,4 и менее 70—85 100—110
Получение более высокой относительной прочности
трудно осуществимо и экономически нецелесообразно,
так как значительное увеличение длительности пропари-
1 Прочность бетона на портландцементе в 28-суточном возрасте
при твердении в нормальных условиях принята за 100%.
121
йанИя обычно не приводит к существенному увеличению
прочности бетона. В этом случае, когда после пропари-
вания требуется получить 100%-ную марку бетона, сле-
дует проектировать состав бетона более высокой марки,
что, конечно, приводит к увеличению расхода цемента.
Цикл пропаривания изделий подразделяется на следую-
щие периоды:
а) подъема температуры среды в камере до принято-
го наивысшего уровня — тПод,’
б) выдерживания при наивысшей принятой темпера-
туре (изотермический период) — тИз;
в) понижения температуры среды камеры и изде-
лий — Тох-
Цикл пропаривания принято выражать суммой от-
дельных его периодов в часах, т. е. если обозначить цикл
пропаривания через т, то i j
Т = Тлод "Ь Тцэ "Ь Тох Ч. (4-1)
Установление оптимального режима тепловой обра-
ботки бетона в рассматриваемом случае состоит в опре-
делении оптимальной длительности отдельных его перио-
дов для получения максимальной прочности бетона дан-
ного состава без существенного ухудшения других физи-
ко-механических его свойств.
Повышение температуры бетона при его пропарива-
нии обусловливает существенное ускорение физико-хи-
мических процессов твердения, что способствует получе-
нию значительной прочности в короткие сроки. Однако
при этом возникают процессы (миграция влаги, объем-
ные изменения в материале и др.), нарушающие струк-
турообразование бетона и ухудшающие его физико-ме-
ханические свойства.
Основные деструктивные процессы и структурные
нарушения в бетоне возникают в период подъема и по-
нижения температуры. Эти нежелательные процессы в
бетонах при пропаривании могут быть уменьшены и во
многих случаях практически исключены правильным вы-
бором продолжительности предварительной выдержки
бетона и скорости подъема и снижения температуры
среды в камере.
Основным критерием правильности выбора продол-
жительности предварительной выдержки бетона являет-
ся достижение им определенной начальной прочности
[42], необходимой для восприятия бетоном теплового
122
воздействия среды камеры без нарушения структурыт.
От принятой величины начальной прочности бетона бу-
дет зависеть скорость подъема температуры среды в ка-
мере. Эта зависимость приведена ниже.
Начальная прочность бе-
тона в кГ/см2........ 1—2 3—3,5 4—5 5—6 7—8
Скорость подъема темпе-
ратуры среды камеры в ерад/ч 10 20 30 40 60
Вследствие влияния многочисленных факторов на
скорость начального твердения бетона (активность це-
мента, В/Ц бетона, температура окружающей среды
и др.) оптимальное время предварительного выдержива-
ния, необходимое для достижения требуемой начальной
прочности, не является величиной постоянной и колеб-
лется в широких пределах: от 2—4 до 8 и более ч.
Чем выше марка цемента, температура окружающей
среды и ниже В/Ц бетона, тем меньше длительность
предварительного выдерживания. Введение химических
ускорителей твердения приводит к сокращению, а по-
верхностно-активных веществ — к удлинению оптималь-
ного срока предварительного выдерживания. В случае
применения пластифицированных, гидрофобных порт-
ландцементов, а также рядовых шлакопортландцемен-
тов время предварительного выдерживания увеличива-
ется. Оно особенно необходимо при пропаривании рас-
палубленных изделий, а также изделий с большой
открытой поверхностью.
При пропаривании изделий, находящихся в металли-
ческих формах, имеющих сложный профиль или боль-
шое количество закладных деталей, укрепленных на фор-
ме, предварительное выдерживание не рекомендуется,
так как ведет к образованию температурно-усадочных
трещин в изделиях. В ряде случаев предварительное вы-
держивание трудноосуществимо и экономически нецеле-
сообразно, особенно при высокомеханизированных схе-
мах производства с металлоемким оборудованием. В этих
случаях деструктивные процессы могут быть уменьшены
и практически сведены до нуля путем рационального
подъема температуры среды.
В тех случаях, когда предварительное выдерживание
1 Начальную прочность бетона определяют на образцах-кубах
с ребром не менее 10 см при испытании их на прессах мощностью
не более 5 Т,
123
бетона нецелесообразно, подъем температуры среды в
камере лучше всего осуществлять в прогрессивно воз-
растающем темпе (независимо от толщины изделий): в
первый час 10 град/ч, во второй—15 град/ч, в последу-
ющий 20—30 град и т. д. В том случае когда трудно
осуществить прогрессивно возрастающий темп подъема
температуры среды в камере, т. е. при ручном регулиро-
вании подачи пара, рекомендуется ступенчатый подъем
температуры: за 1,5 ч — до 35—40°, выдерживание при
этой температуре в течение 1—2 ч и затем интенсивный
подъем температуры до максимально принятой за 1 ч.
Если подъем температуры среды в камере осуществля-
ется с постоянной скоростью, т. е. температура среды в
зависимости от времени растет по прямой, как это обыч-
но наблюдается при ручном или полуавтоматическом
регулировании режима тепловой обработки бетона, то
для изделий, пропариваемых в формах, после предвари-
тельной выдержки около 2—3 ч скорость подъема темпе-
ратуры должна быть не более 30 град/ч при жестких и
20 град/ч при подвижных смесях или при пропаривании
изделий после немедленной распалубки.
Оптимальной температурой изотермического прогре-
ва в случае применения рядовых портландцементов сле-
дует считать 80—85° С, а при использовании цементов
высоких марок (700 и выше) — 70—80° С. Оптимальной
температурой прогрева бетона на шлакопортландцемен-
тах и пуццолановых портландцементах может быть 90—
95° С. Однако назначение температуры изотермического
прогрева более 80—90° С должно быть обосновано пред-
варительным опытом. При этом следует учитывать, что
прочность бетона на низко- и среднеалюминатных це-
ментах после пропаривания при 80° С в 28-суточном воз-
расте, как правило, достигает марочной или несколько
превышает ее, в то время как прочность таких же бето-
нов, но пропаренных при температурах, близких к 100°С,
на 10—15% ниже.
Продолжительность изотермического выдерживания
изделий назначается в зависимости от требуемой прочно-
сти и определяется видом применяемого цемента, темпе-
ратурой изотермической^ выдержки и В/Ц бетона. Ориен-
тировочная продолжительность изотермического прогре-
ва для бетонов различной удобоукладываемости на це-
ментах заводского помола с удельной поверхностью
2700—3000 см2/г, пропариваемых в металлических фор-
124
мах без укрытия при различных температурах, может
быть установлена по рис. 38, 39, 40 [41]. Применение вы-
сокомарочных (500—600) и быстротвердеющих, а так-
Рис. 38. Нарастание прочности бетона на портланд-
цементе
а — = 100° С; б — /„-=80° С; в — /„-=60° С; 1 — жесткость
Ио Ио Ио
бетонной смеси >100 сек; 2 —то же, 30—60 сек; 3 — осадка
конуса >3 см
же активизированных цементов позволяет уменьшить
время изотермического прогрева бетона на 20—40 %\
Приведенные режимы пропаривания могут осуществ-
125
ляться в ямных пропарочных камерах, на стендовых ус-
тановках, где тепловая обработка изделий производит-
ся в паровоздушной среде, в вертикальных камерах, а
Продолжительность изотермического. прогрева вч
Рис. 39. Нарастание прочности бетона на пуццолано-
вом портландцементе. Обозначения те же, что
и на рис. 38
также в туннельных камерах непрерывного действия
многоярусных и одноярусных (щелевых) при условии,
что паровоздушная среда в них будет иметь относитель-
ную влажность, близкую к 100%;
126
снижение температуры среды в камере после окон-
чания изотермического прогрева должно производиться
Рис. 40. Нарастание прочности бетона на шлакопорт-
ландцементе. Обозначения те же, что и на рис. 38
температурный перепад между поверхностью изделий и
температурой наружного воздуха при выгрузке изделий
из камеры не превышал 40°.
В отличие от тепловой обработки бетона в ямных ка-
мерах тепловая обработка в кассетных установках не
127
требует предварительного выдерживания бетона. Объяо—
няется это тем, что металлическая, закрытая со всех сто-
рон кассетная форма препятствует температурному рас-
ширению бетонной смеси и потому допускает быстрый
подъем температуры паровоздушной среды в паровых
рубашках независимо от начальной прочности бетона.
Предварительное выдерживание бетона является в этом
случае нецелесообразным, так как приводит только к
снижению оборачиваемости кассетных установок. Подъ-
ем температуры паровоздушной среды в паровых рубаш-
ках следует производить со скоростью 60—70 град/ч.
Температура изотермической выдержки определяется
температурой паровоздушной смеси в паровых рубаш-
ках, которая не должна быть ниже 90° С.
Режим и время твердения бетона в кассетной уста-
новке зависят от состава бетонной смеси (марки и ко-
личества цемента, количества воды на 1 м3 бетонной сме-
си и др.), толщины прогреваемого слоя бетона (количе-
ства и толщины изделий, находящихся между паровыми
рубашками) и заданной прочности изделий в момент их
выгрузки из кассетной установки. В зависимости от ор-
ганизации производства и возможности выдерживать
изделия до отправки на строительство к прочности бето-
на в момент съема изделий предъявляется одно из сле-
дующих требований:
1) при двухстадийной тепловой обработке обеспечи-
вать съем изделий в вертикальном положении и транс-
портирование их на склад в специальные камеры для
дальнейшего дозревания;
2) в летнее время составлять 70% проектной, что до-
статочно для отправки изделия на строительную площад-
ку для монтажа;
3) в зимнее время достигать проектной.
Применение двухстадийной тепловой обработки (со-
блюдение первого условия) позволяет сократить время
твердения бетона в кассетных формах и, следовательно,
повысить их оборачиваемость. В этом случае тепловая
обработка в кассетах производится до распалубочной
прочности, а дозревание бетона до отпускной прочно-
сти— в специальных напольных или ямных камерах с
паронагревом или без него. Для уменьшения теплопотерь
камеры должны быть утеплены. Особенно тщательной
должна быть теплоизоляция камеры в том случае, когда
в нее не подается тепло. Чтобы уменьшить остывание
128
панелей, камеры лучше делать секционными на три-че-
тыре изделия.
Условия для твердения бетона в камерах дозревания
без пуска пара менее благоприятны, чем в кассетах, и
скорость нарастания прочности бетона в них меньше.
Один час тепловой обработки бетона в кассетных фор-
мах эквивалентен примерно 1,5—3 ч тепловой обработки
в камерах. Ориентировочные режимы тепловой обработ-
ки в кассетных установках для получения 70% проект-
ной прочности при расположении паровых отсеков че-
рез два рабочих отсека, как это имеет место в кассетах
Гипростройиндустрии, приведены в табл. 18 [42].
Таблица 18
Ориентировочные режимы тепловой обработки в кассетах
изделий из тяжелых бетонов до достижения 70% проектной
прочности
Толщина изделия в мм Проектная марка бетона в кГ/см2 Марка портланд- цемента в кГ]см2 Режимы прогрева прн 85—95° С в ч
60—100 150 400—500 14-3+4,5*
101—160 150 400—500 1+4+6*
60—100 200 500—600 1+2,5+4,5*
101—160 200 500—600 1+3,5%5,5*
* Термосное выдерживание после отключения
пара.
В южных районах страны, где положительная темпе-
ратура воздуха сохраняется большую часть года, изде-
лия могут твердеть до проектной прочности прямо на
складе готовой продукции.
При необходимости получения после тепловой обра-
ботки в кассетах полной проектной прочности следует
проектировать состав бетона на более высокую марку.
При пропаривании предварительно напряженных кон-
струкций на длинных или коротких стендах, расстояние
между упорами которых остается неизменным, режимы
необходимо назначать не только из условия получения
требуемой прочности в минимально короткий срок про-
паривания, но с учетом напряжений в арматуре от тем-
пературного перепада в соответствии с «Указаниями по
назначению режимов тепловой обработки предваритель-
но напряженных конструкций, изготовляемых по стендо-
вой технологии».
9—894
129
---Для увеличения оборачиваемости стендов целесооб-
разно начинать пропаривание изделий сразу же после
окончания формования. При этом подъем температуры
до максимально принятой осуществлять с прогрессивно
возрастающей скоростью или ступенями, но более мед-
ленно, чем для изделий, пропариваемых в переносных
формах.
Железобетонные изделия, к которым предъявляются
повышенные требования по долговечности (например
железобетонные шпалы, дорожные плиты и др.), долж-
ны пропариваться по «мягким» режимам, включающим
предварительную выдержку, медленный подъем темпе-
ратуры (10—15° в час) и изотермическую выдержку при
температуре не выше 80° С с последующим медленным
охлаждением.
2. РЕЖИМЫ ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ ИЗДЕЛИЙ
ИЗ ЛЕГКИХ БЕТОНОВ
Эффективность тепловой обработки легких бетонов в
значительной мере зависит от вида легкого заполнителя,
его химико-минералогического состава, характера по-
верхности, объемного веса и др. Вследствие многочис-
ленных факторов, одновременно действующих на твер-
дение легких бетонов в процессе их тепловой обработки,
оптимальные режимы тепловой обработки рекомендует-
ся устанавливать опытным путем.
При установлении таких режимов необходимо учи-
тывать следующее.
В легких бетонах плотной и неплотной структуры объ-
емного веса менее 1300 кг/м3 и марок до 100 включитель-
но прочность бетона определяется в основном прочностью
заполнителя. Вследствие этого оптимально выбранный
режим пропаривания для таких бетонов, как правило,
обеспечивает получение прочности, близкой к марочной,
сразу после окончания тепловой обработки. Тепловую об-
работку легких бетонов малого объемного веса, обла-
дающих малым коэффициентом теплопроводности (0,3—
0,4 ккал/ч •град• м), целесообразно вести при интенсив-
ном подъеме температуры среды (40—50 град/ч) с по-
следующим выдерживанием при температуре 120—
140° С.
Для совмещения процессов ускоренного твердения
бетона и его сушки, обеспечивающей получение норма-
130
тивной влажности (10—12%) бетона, тепловую обра-
ботку целесообразно производить в нагретой среде с ма-
лой относительной влажностью. Такую среду можно со-
здать в установках, оборудованных электрическими
(ТЭНы) или газовыми (беспламенные плоскостные го-
релки) инфракрасными излучателями, а также исполь-
зующих продукты сгорания природного газа в качестве
теплоносителя.
В поризованных легких бетонах тех же объемных ве-
сов и марок прочность бетона определяется как проч-
ностью заполнителя, так и прочностью цементного кам-
ня, причем роль последнего возрастает по мере умень-
шения объемного веса бетона и объема вовлеченного
воздуха. Изделия из таких бетонов должны подвергаться
тепловой обработке по «мягким» режимам с предвари-
тельной выдержкой (для легких бетонов, поризованных
газообразующими добавками, не менее 1 ч) и медлен-
ным подъемом температуры (20—25 град/ч).
Продолжительность тепловой обработки изделий
толщиной не менее 30 см, изготовленных из легких бе-
тонов с объемным весом не более 1300 кг/мъ, определяет-
ся длительностью достижения в центре наибольшего се-
чения изделия температуры 70—75° С. При дальнейшем
нахождении распалубленных изделий в помещении
с‘Температурой 15—20° С прочность бетона увеличивает-
ся и через 6—8 ч достигает тех же значений, что и при
обычном режиме пропаривания.
Тепловая обработка легких бетонов марки 150 и вы-
ше производится так же, как и обычных тяжелых бето-
нов. Режимы твердения могут назначаться в соответст-
вии с графиками на рис. 38—40.
Кривые, приведенные на рис. 38—40, построены по
данным испытаний бетонных кубиков с ребром 10—
15 см. Кубики таких размеров уже в конце периода подъ-
ема температуры полностью прогреваются и имеют тем-
пературу, равную температуре изотермической выдерж-
ки, т. е. равную температуре среды камеры. Таким об-
разом, эти кривые относятся к бетонным изделиям,
которые в течение всего изотермического периода имеют
температуру, равную температуре среды камеры. Таки-
ми изделиями являются относительно тонкие изделия
(6 = 2/?<0,15 м) или пустотные. Изделия толщиной бо-
лее 0,15 м> к концу периода подъема температур могут
полностью не прогреться. В этом случае необходимо пред-
У1
131
варительне—подсчитать—(во—формулам,—приведенные
в главе 3), через какое время изделие полностью про-
греется, т. е. температура центра наибольшего попереч-
ного сечения станет равной температуре изотермической
выдержки.
За некоторый промежуток времени, когда изделие
прогревается, бетон приобретает прочность, меньше той,
которую он получил бы за то же время, находясь в про-
гретом состоянии. Для получения такой прочности по-
требуется некоторое увеличение продолжительности изо-
термической выдержки, которое можно определить исхо-
дя из следующих соображений. Как известно, прочность
бетона данного состава при температурах его выше
50° С является функцией градусо-часов, подсчитанных
по температуре бетона. Поэтому количество градусо-ча-
сов для получения заданной прочности должно быть оди-
наковым для различных условий изотермического про-
грева бетона. Следовательно, в первом приближении эту
прочность можно определить для данного состава бето-
на по числу градусо-часов, подсчитанных по средней
температуре бетона. Поясним это примером.
Пример. Пусть имеется панель, изготовленная на портландце-
менте марки 400. Бетонная смесь имеет среднюю жесткость и
ВЩ=0,45. В начале изотермической выдержки при температуре
80° С панель имеет среднюю температуру 60° С. В период изотерми-
ческой выдержки изделие продолжает прогреваться и через 3 ч пол-
ностью прогревается, т. е. температура его по всему сечению равна
80° С. Требуется определить, какую прочность приобрел бетон за это
время и какая продолжительность изотермической выдержки долж-
на быть, чтобы бетон имел прочность 70% от R2B.
Вычисляем количество градусо-часов, которое приобрел бетон за
время подогрева:
60 + 80
/т =--------3 = 210 град-ч.
Если бы твердение происходило при средней температуре бето-
на, равной 80° С, то для получения этого количества градусо-часов
210
потребовалось бы времени т= =2,6 ч.
По кривой 2 рис. 39 находим, что за это время прочность бетона
достигнет 50% от R2a.
Для нарастания прочности от 50 до 70% от R2S потребуется
время (согласно кривой 2 рис. 39) Ti = 6—2,6=3,4 ч. Следовательно,
продолжительность периода изотермической выдержки должна быть
равна тиз = 3+3,4=6,4 ч.
ГЛАВА 5
УСТАНОВКИ УСКОРЕННОГО
ТВЕРДЕНИЯ БЕТОНА ПЕРИОДИЧЕСКОГО
ДЕЙСТВИЯ И ИХ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ1 *
А. ЯМНЫЕ ПРОПАРОЧНЫЕ КАМЕРЫ
1. КОНСТРУКЦИЯ и ОБОРУДОВАНИЕ
Ямные пропарочные камеры (рис. 41 и 42) принад-
лежат к установкам, наиболее распространенным в про-
мышленности сборного железобетона. По данным ЦСУ
СССР, за 1967 г. изготовлено железобетонных изделий
с тепловой обработкой в камерах ямного типа 40 млн. м3
из общего количества 70 млн. м3. Они сооружаются как
в цехах, так и на полигонах. В зависимости от верти-
кальной планировки, уровня грунтовых вод и прочих
местных условий камера заглубляется по отношению
к отметке пола полностью или частично, так чтобы
ограждение камеры выступало над поверхностью пола
на 0,5—0,7 м.
Основными элементами ямной камеры являются
стенки, поле гидравлическим затвором для стока кон-
денсата, съемные (одна или несколько) крышки и си-
стема паропроводов с запорной и регулировочной арма-
турой для подачи пара в камеру. Стенки камеры обычно
изготовляются из тяжелого железобетона толщиной от
250 до 400 мм в зависимости от габаритов вмонтирован-
ных в стены деталей (труб, опорных швеллеров, водяных
затворов и т. п.). Такие стены являются прочными, мало-
теплопроводными и достаточно непроницаемыми для па-
ровоздушной смеси. Однако недостатком является боль-
шой расход тепла на их нагрев, большая тепловая инер-
ция, которая в ряде случаев не позволяет в заданное
время нагревать или охлаждать изделия.
Пол камеры делают бетонным с гидроизоляцией на
утепленном слое. Для стока конденсата через гидравли-
1 В теплотехнических исследованиях установок принимали уча-
стие инженеры В. И. Бирюкова, М. Н. Комиссарова, В. И. Шу-
милин.
133
ческий затвор в канализацию пол имеет наклон (0,005—
0,01).--------------------------------------------
Крышки ямных камер представляют собой плоские
металлические сварные рамные конструкции, плотно об-
шитые с двух сторон строгаными, соединенными вшпунт
досками, между которыми проложены мягкие теплоизо-
Рис. 41. Пропарочная камера системы Л. А. Семенова
/ — паропровод из котельной; 2 и 3 — нижняя и верхняя пер-
форированные трубы; 4 — труба для удаления избытка паро-
воздушной смеси; 5 — гидравлический клапан; 6 — контроль-
ный конденсатор; 7— водопроводная труба; 8 — трубопро-
вод подогретой воды; 9 — гидравлический затвор
лирующие материалы (минеральная вата). В целях
уменьшения паропроницаемости низ крышек обшивают
стальными листами толщиной 1,5—2 мм.
Для предупреждения утечки паровоздушной смеси
или пара через неплотности, образуемые крышкой и стен-
ками камеры, применяются гидравлические или песча-
ные затворы. Гидравлический или песчаный затвор
(см. рис. 41 и 42) представляет собой корыто из швелле-
ра, лежащего на верхнем обрезе стен, в который при
опускании крышки опирается ребро уголка, укрепленно-
го по всему ее периметру. Корыто заполняется водой
(гидравлический затвор) или засыпается влажным пес-
ком (песчаный затвор).
Камеры большого объема закрываются составными
крышками. Сопряжение крышек и его герметизация
обеспечиваются швеллерами, приваренными к раме, ко-
134
торые образуют гидравлический затвор. Крышки ямных
камер должны быть не только хорошо теплоизолированы,
по и обладать достаточной жесткостью во избежание ко-
робления и появления неплотностей. На внутренней по-
верхности крышек даже при хорошем утеплении конден-
сируется пар, и падающие капли могут испортить не-
1
Рис. 42. Пропарочная камера конструкции Гипростройиндустрии
/ --гидравлический затвор; 2— водяной затвор; 3 — труба, соединяющая во-
дяные затворы; 4 — канал для выхода паровоздушной смеси; 5 — слив воды из
водяного затвора; 6 — вентиляционный канал; 7 — канал для разводки пара по
периметру камеры; 8 — железобетонная плита с отверстиями; 9 — канал для
подачи пара в камеру
укрытую поверхность изделий. Для устранения этого
явления крышки делают с уклоном, благодаря чему кон-
денсат стекает к стенкам в гидравлический затвор.
Размеры камеры определяются типоразмерами из-
делий, которые будут в ней пропариваться. При этом
следует стремиться к максимальному коэффициенту за-
полнения камеры, т. е. к максимальной величине отно-
шения
«к = , (5.1)
V к
Где Иб — объем бетона в плотном теле, загружаемого в камеру;
И,t — объем камеры.
Для достижения наибольшей равномерности тепло-
нлажпостной обработки изделий их следует укладывать
н камеры таким образом, чтобы между ними были обес-
печены достаточные зазоры. С этой целью расстояние
от пола до дна нижней формы или до нижней поверхно-
сти уложенного внизу изделия принимается равным не
менее 150 мм. Расстояние по вертикали между отдель-
135
ними изделиями за счет____прокладок или кронштейнов
должно составлять не менее 30 мм, а расстояние между
верхним изделием и крышкой — примерно 50 мм.
Загрузка изделий в ямную камеру и их выгрузка про-
изводятся мостовым электрическим краном. Наиболее
распространенным видом подъемного оборудования,
применяемого при производстве железобетонных изде-
лий, являются траверсы и автоматические захваты. При-
менение автоматического захвата, навешенного на крюк
мостового крана, в комбинации со стойками в ямных ка-
мерах позволяет автоматизировать их загрузку и вы-
грузку. Пар, поступая в камеру, повышает температуру
ее среды в результате конденсации на твердых частицах,
находящихся в воздухе, конденсации на стенах камеры
и вследствие перемешивания с воздухом. Благодаря это-
му относительная влажность в ямной камере всегда рав-
на 100%'. С повышением температуры повышается и дав-
ление паровоздушной среды в камере. В каждый дан-
ный момент времени давление в камере согласно закону
Дальтона (1.5) равно сумме парциальных давлений пара
и воздуха.
В герметичной камере при температуре паровоздуш-
ной среды 100° С оно достигает 2,3 ат. Значительное
повышение давления паровоздушной среды вызывает на-
рушение герметичности ограждающих конструкций
и вредно сказывается на их долговечности. Кроме того,
повышенное давление паровоздушной среды в камере
затрудняет применение для тепловой обработки изделий
пара низкого давления, так как в тех случаях, когда ве-
личины давления в паровой сети и в камере одинаковы,
пар может поступать в нее только по мере конденсации
водяного пара, находящегося в паровоздушной среде.
Для создания условий, при которых давление паро-
воздушной среды в камере не превышало бы 8—
10 мм вод. ст. (безнапорная камера), в ней устанавли-
вается так называемая обратная труба, которая соеди-
няет внутренний объем камеры с атмосферой. Неболь-
шое избыточное давление в камере по сравнению с ат-
мосферным необходимо для того, чтобы в камеру не
засасывался холодный воздух через обратную трубу
и другие неплотности. На обратной трубе имеется гид-
равлический клапан или водяной затвор, позволяющие
поддерживать в камере заданное избыточное давление.
Из уравнения (1.5) следует, что с увеличением тем-
136
пературы насыщенной паровоздушной среды в безна-
порной камере количество воздуха в ней уменьшается.
Действительно, при постоянном объеме камеры с повы-
шением температуры среды парциальное давление пара
возрастает и для сохранения атмосферного давления
в камере парциальное давление воздуха должно сни-
жаться, т. е. некоторое количество воздуха из камеры
должно уйти в атмосферу. При температуре 100° С пар-
циальное давление насыщенного водяного пара равно
1 ат и, следовательно, парциальное давление воздуха
равно 0, т. е. в камере находится чистый насыщенный пар
без примеси воздуха. Аналогичный процесс только в об-
ратном направлении будет наблюдаться в том случае,
если водяной пар, находящийся в паровоздушной смеси,
начнет конденсироваться. Чтобы суммарное давление
паровоздушной смеси осталось неизменным, из атмосфе-
ры в камеру должно поступать некоторое количество
воздуха.
Указанные особенности изменения паровоздушной
среды в ямных камерах и в других установках, где теп-
лоносителем является паровоздушная среда, существен-
но влияют на ход тепловых процессов в них, на коли-
чество входящей или отводимой паровоздушной смеси,
па.величину требуемого давления пара и давления
в установках. Правильный учет этих особенностей яв-
ляется одним из элементов расчета, необходимых для
обеспечения заданных режимов тепловой обработки, со-
хранности установок и безопасности работы на них.
Пар подается в камеру через закольцованную пер-
форированную трубу, расположенную у пола камеры по
со периметру. Диаметр этой трубы, количество отвер-
стий и их диаметр зависят от давления и расхода пара
и определяются по расчету (см. гл. 8). При этом следует
иметь в виду, что для равномерного распределения пара
между отверстиями перфорированной трубы необходимо,
чтобы скорость истечения пара из отверстия была бы не
менее 100 м[сек. Такая скорость истечения обеспечива-
ет не только равномерное распределение пара по объе-
му камеры, но и лучшую циркуляцию воздуха в ней.
Пар из перфорированной трубы следует выпускать
вверх в пространство, образуемое штабелем изделий
и степами камеры. Тогда благодаря эжектирующему эф-
фекту паровой струи в камере создается циркуляция па-
ровоздушной смеси, что улучшает также нагрев изде-
137
лий, находящихся вне непосредственного соприкоснове-
ния со струей. Кроме того, поскольку перфорированная
труба расположена по периметру камеры, к струе пара
подсасывается воздух из середины камеры в нижней ее
зоне, что также увеличивает воздухообмен. При таком
способе подачи пара в камеру происходит быстрое вы-
Рис. 43. Распределение температур паровоздушной среды по
высоте камеры
1, 2 — температура среды вверху и внизу камеры № 28; 3, 4 — то же,
камеры № 27
равнивание температуры паровоздушной среды по ее вы-
соте.
На рис. 43 приведены кривые распределения темпе-
ратур паровоздушной среды по высоте камеры, получен-
ные на заводе № 5 Главмоспромстройматериалов. Из
этих кривых видно, что температуры паровоздушной сре-
ды вверху и внизу камеры довольно быстро выравнива-
ются, несмотря на то, что скорости истечения пара из от-
верстий были низкие и составляли в камере № 28 око-
ло 40 м/сек, а в камере № 27 еще меньше, что отразилось
на равномерности распределения температур среды по
высоте камеры.
При сравнительно интенсивном нагреве (кривая /),
т. е. при подъеме температуры среды за первый час на
20—25°, а за второй на 12—18°, к концу второго часа
разность температур среды внизу и вверху камеры со-
ставляет 1—2°, при медленном подъеме температуры
138
среды (кривая 3) 5—6° в час даже через 5 ч нагрева она
все еще остается равной 5°. Это свидетельствует о том,
что кроме направления струи пара существенную роль
играет и скорость подъема температур, т. е. расход пара.
Приведенные кривые позволяют с достаточной сте-
пенью точности принять, что изделия в ямной камере,
при подаче пара вверх через закольцованную перфори-
рованную трубу, пропариваются при одинаковой темпе-
ратуре и, следовательно, нагреваются одинаково незави-
симо от их расположения. Такое допущение существен-
но упрощает тепловой расчет камеры. При этом, конечно,
предполагается, что между изделиями имеются про-
кладки достаточной толщины, обеспечивающие хорошую
циркуляцию паровоздушной смеси.
Одной из разновидностей ямных камер является без-
напорная камера Л. А. Семенова [80]. Отличие ее от
обычной камеры состоит в том, что пар поступает через
две перфорированные трубы, расположенные вверху
и внизу, а пар, выходящий из обратной трубы, для ути-
лизации проходит через конденсатор. Подача пара в ка-
меру происходит следующим образом. В период подъе-
ма температуры среды до 90—95° С пар подается через
нижнюю перфорированную трубу. Затем пар выклю-
чается и дальнейшее повышение температуры среды про-
исходит в результате поступления пара через верхнюю
перфорированную трубу.
По мысли Л. А. Семенова, пар, выходящий из верх-
ней перфорированной трубы, опускаясь, быстро вытес-
нит воздух из камеры, что позволит создать к концу пе-
риода разогрева атмосферу чистого насыщенного пара.
Результаты сравнительных испытаний камеры Семено-
ва и обычной, проведенные ВНИИЖелезобетоном, даны
в табл. 19.
Из таблицы видно, что сразу после пропаривания
в безнапорной камере Семенова прочность бетонных об-
разцов несколько выше, чем в обычной камере. Однако
через 28 суток твердения в естественных условиях по-
казатели прочности бетонных образцов, пропаренных
в обычной камере и в камере Семенова, практически
одинаковы. Удельные же расходы пара на тепловую об-
работку бетона в камерах Семенова в среднем на 20%
выше, чем в обычных.
Многие предприятия сборного железобетона были
оборудованы камерами Семенова. Однако длительная
139
g>
я
Д'
S
ч
\о
я
н
Данные сравнительных испытаний камеры Семенова и обычной ямной камеры
я
X.
3 с * 04 04
X оо 1 00
5й 04 04 1 04 04 04 04
и и 00 00
>5 я
р.
О & т—И СО о
со м т—1 I I со 1
о | 1
S® (V р. СО ’ ю 1Л CD
О О 2 я ф
5 ?!
о р.
£\о
о S 5 ° g •CD ^^4
о Ой £ 00 CD CD ID)
X С О S I
р о CD 1 ю СП Ю
р- С CD Ю
'О я О о о
О о 1
е с 0) г—>
° S р S 00 ( 00
о 2 S Я Я Я а* К £ У <м о У ..о а1 <М о
Ь к 2 О « m р Я 03 04 + + сп 04 04 + -j-cn 04
S о я® тура 04 + СО + СО 04 + СО
/
0,44 5 0,5 0,5
0)
t=f Я 8 CD CD
оо 00
а а си ф « СО со СО со
Ач
X 0) 2 « и Я эй □з S О к о — Sg
а я 54 р я 2 К -ь уццолано: ртландце марки 4 То же •ртландце марки 4( То же
с S с g С
ь-
п камеры ПЭ 0 о к О) S К та к сг а \о еменова i бычная
а о о о о
тивны. В настоящее время камеры Семенова работают
как обычные, т. е. характерное для них оборудование
(верхняя труба, конденсатор) не используется. Объяс-
няется это тем, что камера Семенова по сравнению
с обычной практически не дает никаких преимуществ
(см. табл. 19), а в эксплуатации намного сложнее.
Оптимальной температурой тепловой обработки бето-
на, изготовленного на портландцементе, как известно,
является 85—90° С, что легко достигнуть и в обычной
камере. Что же касается скорости нагрева железобетон-
ных изделий, то в камерах Семенова она больше, чем
в обычных. Однако это является недостатком, а не пре-
имуществом. Быстрый нагрев изделий приводит к боль-
шим градиентам температур по их толщине, что яв-
ляется одной из . причин возникновения деструктивных
процессов, уменьшающих прочность изделий.
Обычные камеры являются такими же безнапорны-
ми, как и камера Семенова. Безнапорность их создается
неплотностями, которые неизбежны. Опыты показали, что
в таких камерах давление не превышает 8—10 мм вод. ст.
Таким образом и в этом отношении камера Семенова не
имеет преимуществ.
2. ВЕНТИЛЯЦИЯ КАМЕРЫ
И РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА ВОЗДУХА,
НЕОБХОДИМОГО ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ ИЗДЕЛИЙ
Для предупреждения попадания пара в цех при вы-
грузке изделий, а также для охлаждения изделий до их
выгрузки в камере предусматривается вентиляция. В за-
висимости от расположения камер один вентилятор мо-
жет обслуживать блок из шести—восьми и более камер.
Магистральный вытяжной канал прокладывается под
полом цеха, а отдельные камеры присоединяются к нему
с установкой клапанов. Конструкция клапанов должна
быть герметичной и обеспечивать во время пропарива-
ния полное и надежное отключение камер от системы
вентиляции. Наиболее успешно эта задача решается при
использовании водяных эжекторных затворов конструк-
ции Гипростроммаш (рис. 44). Камера имеет приточный
и вентиляционный эжекторные водяные затворы.
Приточный водяной эжекторный затвор соединяет
внутренний объем камеры с атмосферой при подъеме
температуры и изотермическом прогреве и обеспечивает
140
141
пропуск воздуха из цеха в камеру во время вентиляции
ее с одновременным охлаждением изделий после тепло-
вой обработки.
Вентиляционный водяной эжекторный затвор герме-
тизирует внутренний объем камер со стороны вентиля-
Рис. 44. Эжекторный затвор конструкции Гипро-
строммаш
/-нижний открытый бачок; 2 — верхний открытый ба-
чок; 3 — всасывающий патрубок; 4 — перегородка;
5 — пробка, закрывающая отверстие для слива воды;
6 — эжектор; 7 — трубка; 8 — пластина, предотвращающая
попадание воды в эжектор; 9 — вентиляционный канал
ционного канала при подъеме температуры и изотерми-
ческом прогреве и соединяет последний с камерой во вре-
мя вентиляции для удаления из нее паровоздушной
смеси. В период подъема температуры и изотермическо-
го прогрева нижние бачки затворов заполнены водой.
В период вентиляции камеры вода из нижних бачков
поднимается в верхние за счет разрежения, создаваемо-
го эжектором.
В табл. 20 приведены технические характеристики во-
дяных эжекторных затворов по данным Гипростром-
маш.
Расчет количества воздуха, необходимого для охлаж-
дения бетонных изделий, находящихся в ямных камерах,
можно производить по номограмме (рис. 45), на которой
нанесены следующие величины:
X — [ ^к~ LY + 4756
\ — t I % “Ь t + + 4756
(5.2)
142
Таблица 20
Характеристика эжекторов
Показатели Затвор
приточ- ный вентиляцион- ный
Габаритные размеры в м\ длина 0,5 0,5
ширина 0,3 0,3
высота 0,52 0,77
Объем верхних бачков в м? ' 0,031 0,046
Объем воды, заливаемой в нижний бачок, в .it3 0,021 0,036
Максимальное количество воздуха (паро- воздушной смеси), просасываемое через затвор, в ж3/ч 5000 5000
Максимальное сопротивление в zcP/.м2 . . . 30 40
Рис. 45. Номограмма для определения количества
воздуха, необходимого для охлаждения железобетон-
ных изделий в ямных камерах
143
у _ Ltic ST ’ (5.3)
У _ 1,210* - s' 475п ’ 3t2 — 4 s Я + 1 (5.4)
у 0,0235wi sL<® ’ — = W, F где (5.5) (5.6)
f sn b = ; s' (Я + 1)’ (5.7)
7? = 4.1Q--3 _asmn_. L ’ (5.8)
a — 1 4-2k. ms (5.9)
n = 0,555 (1 + 0,8 -у); (5.10)
G — вес изделия с формой, определяемый по формуле
G = £б + £в +
где ge — вес сухой массы бетона в кг; gB — вес воды в бетоне
после тепловлажностной обработки в кг; g$ — вес формы (ва-
гонетки) в кг; с — средняя удельная теплоемкость бетонного
изделия, определяемая по формуле (2.13); W — весовой рас-
ход воздуха через камеру, идущий на охлаждение изделий, в кг/ч;
L — линейный размер изделия в направлении движения возду-
ха в м2; F — живое сечение камеры для прохода охлаждаю-
щего воздуха в м2; FK — площадь стен камеры в м2; tn —
средняя по объему температура изделий до охлаждения (на-
чальная температура) в °C; С— средняя по объему темпера-
тура изделий после охлаждения (конечная температура) в °C;
t — температура охлаждающего воздуха на входе в камеру в
°C; s-—поверхность охлаждения изделий в м2; s' — поверх-
ность испарения в м2; т — число изделий в камере; v — объ-
ем бетонного изделия в мя; Ф — фактор формы изделия, ко-
торый для плит равен 3, для цилиндра и призмы — 3,5.
Пример пользования номограммой. Определить количество воз-
духа, необходимого для охлаждения многопустотных плит, находя-
щихся в ямной камере после термовлажностной обработки, если
известны следующие данные:
144
продолжительность охлаждения...............
живое сечение камеры для прохождения воздуха
вес бетона на одно изделие . . •...........
вес одной формы............................
вес воды затворения на одно изделие после тепло-
влажностной обработки .........
геометрический объем изделия .......
поверхности изделия и формы, соприкасающиеся
с охлаждающим воздухом.....................
поверхность испарения одного изделия ....
длина изделий в направлении движения воздуха
количество изделий в камере................
температура охлаждающего воздуха...........
температура изделия до начала охлаждения .
температура изделия после охлаждения . . .
поверхность стен камеры....................
Т = 1ч
F=3 м3
gf, = 1350 кг
£Гф = 1350 кг
gB = 90 кг
v = 1,05 м3
s = 26,5 м3
s' = 17 м3
L = 6 м
т = 9
t = 20°С
4 = 85°С
tK = 50°С
FK = 35 м3
По формулам (5.10), (5.9), (5.8), (5.7) вычисляем:
Я = 4-10-3
/ s' \ I 17,6\
л = 0,555 1 + 0,8—1 = 0,555 1 +0,8—- = 0,84-,
\ s / \ 26,5/
FK 35
а=1+ — = 1 + ——— = 1,146;
ms 9-26,5
asmn. 1,146-26,5-9-0,84
' ' ' ' - -— = 4• Ю-з —--------л------!— _ 0> 153-
6
sn 26,5-0,84
b =---------= --------------= 1,13.
s' (/?+l) 17(0,153+1)
По формулам (5.2), (5.3), (5.4), (5.5) вычисляем X, У, Z, U:
I tK~t\3 + ttB + t2 + 4756
~ \ tn-t J Zk + «k+ ^ + 4756 ~
_ /50 — 20+ 852 + 20-85 + 202 + 475-1,13
185 —20/ 502 + 20-50+ 202 + 475-1,13 = °’4b7’
LGc
ST
G = g6 + Si + Sb
S6 + Si £<ь + Sb
c =------------------------------
6-2740-0,184
= 114;
Z =
G
1,2-10*
s' 475/1
3/2-----J- ----
S R+l
0,0235wi
= sZ-Ф =
26,5-1
= 1300 + 1350 + 90 = 2740 кг-,
1300-0,2+ 1350-0,115 + 90-1
------------------------=0,184; .
2740
1,2-10*
_ ----------!—.........—. __ 1 ] 9-
17 475-0,84
3-202----+ -------1—
26,5 r 0,323+ 1
0,0235-1,05-0,84
-------- =4,15-10-5.
26,5-6-3
10-894
145
Найдя на горизонтальной оси Х=0,47, восставляем перпендику-
ляр до пересечения с прямой У = 114. Через точку пересечения про-
водим прямую, параллельную горизонтальной оси, до пересечения с
прямой Z=ll,2, откуда проводим прямую, параллельную оси, до пе-
ресечения с линией (7=4,15 10~5. Через точку пересечения прово-
F 3
дим горизонталь до пересечения с линией = —— =0,5.
L о
Наконец, из полученной точки пересечения опускаем перпендику-
ляр на ось W, где находим искомую величину
W = 6200 кг/ч.
3. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
ЯМНОЙ ПРОПАРОЧНОЙ КАМЕРЫ
Раньше чем приступить к тепловому расчету камеры,
необходимо определить ее объем и основные геометри-
ческие размеры: длину L, ширину В и высоту Н. Сум-
марный рабочий объем камер V определится по их за-
данной годовой производительности Gr м?1год по фор-
муле
y = (5.11)
Тг СО ’
где Тц и к — продолжительность полного цикла работы камеры в ч;
Тцик = Тзаг + Тпод ~Ь Тиз + Тох + Твыг- (5-12)
Тзаг, Твыг — время загрузки и выгрузки в ч (зависит от степени ме-
ханизации и должно быть минимальным); со — степень запол-
нения объема камеры изделиями, определяется для каждого
сортамента изделий по эскизу укладки изделий во всем объеме
камеры; тгод — число часов работы камер в году.
' Объем одной ямной камеры ип определяют исходя из
расчета укладки типичных для предприятия изделий.
Тогда количество камер с учетом 2—3 резервных будет
равно:
rt = Jc+(2-H3). (5.13)
Определив объем камеры, вычисляют ее основные
размеры исходя из типоразмеров основных изделий, так,
чтобы
vn = LBH. (5.14)
Тепловой расчет камеры позволяет определить: мак-
симальный часовой расход тепла (пара, газа) на каме-
ру, удельный расход тепла на единицу объема изделий
в плотном теле (обычно 1 .и3), кинетику роста темпера-
туры бетонных изделий в зависимости от режима изме-
146
пения температуры среды в камере и др. На основе тёп-
лового расчета камеры подбирают диаметр труб для
подвода пара или продуктов сгорания газа к камере,
дроссельные диафрагмы, регуляторы давлений и темпе-
ратур, основные элементы системы автоматики процес-
са тепловой обработки. Количество тепла, расходуемого
на тепловую обработку бетонных и железобетонных из-
делий в любой установке ускоренного твердения бетона,
можно представить как сумму отдельных статей расхода
тепла
Q = Qg + Q$ + Qct + Qorp + Qs, (5.15)
где Qr,— тепло, идущее на нагрев бетона, в ккал; Q$ — тепло,
идущее на нагрев форм и вагонеток, в ккал; QCt — тепло,
идущее на нагрев стенок, пола и крышки камеры, в ккал;
Qorp—тепло, идущее на покрытие теплопотерь ограждающими
конструкциями установки, в ккал; Q$ — неучтенные теплопо-
тери в ккал.
Выражая неучтенные теплопотери Q-; в частях от из-
вестных статей расхода тепла, т. е. считая, что
Qs = p(Qg + Q<[> + Qct + Qorp),
где ц — величина, меньшая единицы;
получим
, Q = (Qg + Qjj + QCT + Qorp) (1 + и). (5.16)
Если вес загружаемых в камеру изделий обозначим
через Gg, вес металла форм вагонеток—GM, то расход
тепла на нагрев бетона и форм-вагонеток
(3.56), (3.57), (3.61), (3.62) можно подсчитать:
для периода подъема температуры
Qg.n = т) Тподф;
Сф.п = G ,,С „ (/п.п /0) ,
для периода изотермической выдержки
Qg.Hs = ^бСб(/Ср.из Кр.под) ^изТиз);
Qф.пз = G ((ц.ИЗ----- ^п.п),
где <п.п’, йг.иа — соответственно температуры поверхности
конце периода подъема температур и в конце периода изотер-
мической выдержки; Gp-под; Gp-из — соответственно средняя
температура бетона в конце периода подъема температур и в
конце периода изотермической выдержки.
Стены и пол камеры испытывают воздействие темпера-
туры среды, периодическое изменение которой обусловли-
вается циклом тепловой обработки бетона (подъем тем-
10* 147
согласно
(5.17)
(5.18)
(5.19)
(5.20)
бетона в
пературы, изотермическая выдержка и снижение темпе-—
ратуры), а также загрузкой и выгрузкой изделий. На
рис. 46 приведены графики распределения температур
по толщине стен камеры в течение полного цикла тепло-
вой обработки бетона £цик=11 ч.
и / z j э а / о я w и л и и ю иг.ч
Рис. 46. Распределение температур по толщине стены
6=380 мм ямной камеры при периодическом нагреве
1—температура среды; 2 — температура внутренней поверх-
ности стенки; 3, 4, 5 — соответственно температура стенки на
глубине 100, 200 и 300 мм
Из графиков видно, что толщина слоя стены, в кото-
рой происходит заметное колебание температур вслед-
ствие периодического колебания температуры среды в ка-
мере, примерно равна 300 мм. Анализ данных испыта-
ний по нагреву стенок камеры ямного типа позволил
получить эмпирическую формулу для расчета тепла, ак-
кумулированного стенками камеры
</ст = 0,85 (/из ^цех 35) У Хс Сс Ус Т^цик Г?, (5.21)
где /цех — температура наружного воздуха в месте нахождения ка-
меры в °C; Лс — коэффициент теплопроводности стен камеры
в ккал/ч м град-, ус — вес единицы объема стен камеры
в ке/м3; с0 — удельная теплоемкость стен камеры в ккал/кг X
Хград; тЦИк — цикл тепловой обработки бетона в ч; Fc —
площадь стен камеры в м2.
Принимая в первом приближении, что единица по-
верхности пола аккумулирует столько же тепла, как
148
что
Fc = 2LH +2ВН- F» = LB,
где Fn — площадь пола в м2,
получим, что тепло, аккумулированное стенками и по-
лом камеры, равно:
QCT = + <7п = 0,85 (/из /ц 35) X
X УХссустц11К (2LH + 2ВН + LB). (5.22)
Расход тепла на прогрев металлической крышки
с утеплением
Окр = (0,115 Gm.k + 0,6 CyGy) (O13 ^цех), (5.23)
где GM.K —1 вес металла крышки; су — удельная теплоемкость ма-
териала утепления в ккал/кг град.
Коэффициент 0,6, на который умножается произведе-
ние cyGy, вводится с учетом того, что утепляющий слой
прогревается до температуры, меньшей /из-
Потери тепла ограждающими конструкциями ямной
камеры определяются по формуле
Qorp = a(BL + SOrp) (^р ^цех)'1'! (5-24)
где а — коэффициент теплоотдачи от поверхности ограждающих
.. конструкций, вычисляется по формуле (2.53); BL — поверх-
ность крышки в ж2; Sorp — боковая наружная поверхность стен
камеры, выступающих над уровнем пола, в м2; tp — расчетная
температура поверхности ограждающих конструкций, которую
можно принять равной 45—50° С.
Величина коэффициента ц колеблется в пределах
0,15—0,3, причем меньшие значения относятся к установ-
кам с автоматическим регулированием режима тепло-
вой обработки. Пользуясь полученными значениями ста-
тей расхода тепла, найдем часовой расход тепла на подъ-
ем температур, который, как будет видно ниже, является
максимальным. Очевидно
Омаке = (Об. и + Оф.п + Ост.п + Окр.п + Оогр.пХ (5.25)
Т-ПОД
где подстрочные индексы «п» во всех величинах в круг-
лых скобках указывают, что они подсчитываются для ре-
жима подъема температур.
Средний часовой расход тепла за весь период теп-
ловой обработки будет равен:
Оср — (Об + Оср + Ост + Qorp + Окр)- (5.26)
149
7 Пример: Определить максимальный и средний часовой расход
тепла на тепловую обработку бетона при следующих исходных
данных:
внутренние размеры камеры................ £ = 7,5 м;
В = 2,2
Н = 2,4 м ' -
величина заглубления камеры................... Л = 1 м
стенки и пол................................. бетонные
коэффициент теплопроводности стен и пола
камеры................................. Хс=1,2
ккал! м-ч- град
вес единицы объема стен и пола камеры . . ус = 2350 кг/л3
удельная теплоемкость стен и пола камеры сс = 0,2
ккал! кг-град
крышка............................... металлическая,
утепленная
шлаковатой
вес металла крышки......................GM.K = 1700 кг
вес утеплителя........................... Gy = 500 кг
удельная теплоемкость металла утеплителя су = 0,6
ккал/кг -град
вес бетонных панелей, загружаемых в ка-
меру .................................... Gg = 15 000 кг
удельная теплоемкость бетона................. eg = 0,26
ккал/кг град
вес металла (формы, поддоны), загружае-
мого в камеру............................. GH= 15 000 кг
полный цикл тепловой обработки .... тцик = 12 '
продолжительность подъема температуры . тПод = 2 ч
продолжительность изотермического про-
грева .................................’ тИз = 5 ч
продолжительность периода охлаждения . тох = 2ч
температура воздуха в цехе............... /цех = 15°С
Все остальные данные те же, что и в примере на стр. ПО.
Согласно решению примера на стр. ПО, имеем
т = 2,44 град/ч-, Тпл = 0,33; /п.п = t(R, В) = 70,
тогда
Qg.n = GeCs/b — mJtno^Tn =
= 15 000 • 0,26(35 — 2,44)2 • 0,33 = 87000 ккал-
Рф.п = Gm^m (^п.п —- /о) —
= 15000-0,115(70— 15) = 95 000 ккал.
Расход тепла на прогрев металлической крышки с утеплителем в
период подъема температуры определяется по (5.23); при этом вме-
сто температуры изотермического прогрева нужно подставить темпе-
ратуру поверхности панели в конце режима подъема температуры,
тогда
Qitp.n = (0,115 Gm.к + 0,6 CyGy) (/п.п — £() =
= (0,115 • 1700 + 0,6 • 0,6 500) (70 — 15) = 31 800 ккал.
150
Тепло, аккумулированное стенками и полом камеры, получим по
(2.22); при этом вместо Тцик следует подставить
Т = Тпод + Тзаг + Твыг = 2 + 2 + 1 = 5,
тогда _________
QCT.n = 0,85 (;из - ;цех - 35) V Хс сс Yc т (2LH + 2ВН + LB) =
= 0,85 (85— 15 —35) У"1,2-0,2-2350-5 (2-7,5-2,44-
+ 2-2,2-2,4 + 7,5 —2,2) = 103000 ккал.
По формуле (2.53) определяем коэффициент теплообмена поверх-
ности ограждения, принимая С] = 4,6 ккал!м2 • ч • °К4,
Л + — 60 и ^2 == (цех == 16;
^1 — ^2
ккал! м2-ч-град.
4------4 6
-2.2/50-15 + —
Вычисляем наружную поверхность стен, выступающих над уров- .
нем пола цеха:
Sorp = 2£(Я — 1) + 2В(Н- 1) =
= 2-7,5(2,4— 1) + 2-2,2(2,4 — 1) = 27,15 м2.
Потери тепла через ограждающие конструкции камеры в период
подъема температур будут равны:
Qorp.n = (Л (BL + Sorp) ((р — (цех)tnод =
= 12,5(2,2 • 7,5 + 27,15) (50 — 15)2 = 38 000 ккал.
' Максимальный часовой расход тепла на рассматриваемом режи-
ме при его автоматическом регулировании согласно (5.25) равен:
Фмакс — (Фб.п 4" Фф.п + Qkp-п 4" Qct-п 4" Qorp.n) —•
тпод
1 +0,15
— (87 000 + 95 000 + 31 800 + 103 000 + 38 000) =
= 161 500 ккал 1ч.
Если рассчитывается пропарочная камера и теплоиспользование
пара составляет в среднем /п=540 ккал]кг, то максимальное часовое
количество пара будет равно:
с __________ Q-макс _ 161 500 ___
(Jnap макс— . — _ —300 кг/ч.
1 п о40
Средний часовой расход тепла на тепловую обработку бетона
подсчитываем в такой последовательности.
Определяем температуру центра и поверхности панели в конце
изотермического прогрева для определения величины тепловыделения
цемента. По данным примера на стр. ПО и тиз=5 ч по номограмме
X X
рис. 34 находим: при — =0 Лпл = 0,4; при = Лйл=0. Тогда
151
тона соответственно будет:
*ц = *с“( *п-Ч) лпл = 85-(70-30) 0,4 = 69» с;
<п = ~ ~ ) 4л = 85 - (70 - 30) 0 = 85° С.
Средняя температура панели в конце периода изотермической
выдержки согласно (3.51) равна:
;п + 2;ц 85 + 2-69
^ср-из = ----= 74’5° С-
О о
Средняя температура панели за весь период изотермической вы-
держки равна:
г ^ср.под + ^ср-из 43,3 + 74,5
(б = '------“----------------~ ОУ С.
2 2
Определяем количество градусо-часов, которое набрала панель
за период изотермической выдержки:
Физ = ^бГиз = 59 • 5 = 295 град ч.
Принимая, согласно решению примера на стр. 110, количество
градусо-часов за период подъема температуры ФПОд=58,2, получим
общее количество градусо-часов
Ф = Фпод + Физ — 58,2 + 295 ~ 353 град ч. _
По графикам рис. 18 находим, что для полученных градусо-ча-
сов и состава бетона, соответствующего составу, принятому в при-
мере на стр. ПО, имеем Q3=45 ккал/кг и, следовательно, для 1 лг3
бетона Qhs-j-hoд — ИцQa~460 • 45=20 700 ккал.
По (3.38) вычисляем
т Оиз+под — Опод 20 700 — 4800
И3 сб Уб тиз 0,258-2470-5
R2
Для заданных значений тИз=5;------=6,6 и
а
нии b—т, например при Ь—т=20, находим по
х х
для пластины при =0 —1=64 и при ~
да по (3.52) находим Впл-’
(tc — t) т,1Э
= 5 град!ч.
произвольном зиаче-
номограмме рис. 33
= 1 tc:—1= 13,2. Тог-
прия~° Впл
(fc 0 ^из
при j = 1 Впл
64-5
------= 0,4;
20-40
13,2-5
—!----=0,0825.
20-40
Из (3.39) определяем, что температура центра панели по истече-
нии 5 ч изотермического прогрева равна:
/(о,5) = ;с- (дпл- впл) (/°п -) =
= 85 — (0,4 — 0,4) (70 — 30) = 85 °C;
152
температура поверхности_______________________________
/(7?,5) = /с-(лопл-в°пл)(/°п-/°) =
= 85 — (0 — 0,0825) (70 — 30) = 88,3 °C.
Подсчитываем среднюю температуру изделия в конце периода
изотермической выдержки по формуле
t (R, 5) + 2; (0,5) 88,3 + 2-85
*Ср.ИВ— 2 — 2 —00,0
Расход тепла в период изотермического прогрева для бетона
и форм соответственно будет равен:
Qg.hs == (^ср.из — ^ср-под зТиэ) -------
= 15 000 • 0,26(86,5 — 43,3 -5-5) = 70 800 ккал-,
Qф.^iз = СнГи(/п.иаз — /п.п) =z
= 15 000-0,115(88,3 — 70) =31 300 ккал.
Расход тепла на прогрев крышки камеры вычисляем по форму-
ле (5.23), при этом нужно иметь в виду, что в период изотермиче-
ской выдержки крышка прогревается на /из— /п.п градусов и, сле-
довательно,
Ркр.из = (0,115 Gm.к + 0,6 -СуGy) (/из — /п.п) =
= (0,115-1700 + 0,6-0,6-500) (85 — 70) = 5630 ккал.
Тепло, аккумулированное стенками и полом камеры, получаем
как разность между теплом, идущим на аккумуляцию за весь пе-
риод тепловой обработки ГцИК, и теплом на аккумуляцию во время
подъема температур, т. е.
Qct.из — Qct Qct-п =
= 0,85 (/из — /цех — 35) VА.с сс ус ТцИК (2LH + 2ВН + LB) — Qct-п :
= 0,85 (85— 15— 35) 1^1,2-0,2-2350-12(2-7,5-2,4 +
+ 2-2,2-2,4 + 7,5-2,2) — 103000 = 57000 ккал.
Потери тепла ограждающими конструкциями равны:
Qorp.из = &(ВВ 4* Sorp) (/р — /цех) Гиз =
= 12,5 (2,2 • 7,5 + 27,15) (50 — 15) 5 = 95 500 ккал.
Общий расход тепла на тепловую обработку бетона на режи-
мах подъема температур и изотермического прогрева с учетом ко-
эффициента |л=0,15 равен:
Ообщ = (1 + р.) (Qo.ii + Q6.H3 + Q$.n + Q$.H3 +
+ QcT.n + Qct.из + Qorp.n + Qorp.из + Qitp.n + Qnp-из) =
= (1 + 0,15) (87 000 + 70 800 + 95 000 + 31 300 + 103 000 +
+ 57 000 + 38 000 + 95 500 + 31 800 + 5630) = 705 000 ккал.
153
Тогда средний часовой расход тепла за период тепловой обра-
ботки, т. е. за 9 ч, будет равен:
<?обш 705 000
Qcp = - 78 500 ккал1ч
или
Qcp 78 500
°пар.Ср = ~Г~ = ;лп =И5 кг пара/ч.
1 д О хи
Средний часовой расход тепла за период изотермического на-
грева, очевидно, равен:
Сиз (1 + Н) , , „ , „
Чср.НЗ = = ; (Сб.НЗ 4" Сф.из 4" Окр.из 4- Qcr-из 4- Qorp.из) ==
"Сиз Тцз
1 +0,15
= — (70 800 + 31 300 + 5630 + 57 000 + 95 500) =
и
— 60 000 ккал/ч (70 000 вт)
^пар.ср.из —
Qcp-нз
/п
60000
’ 540
= 111 кг/ч.
В табл. 21 приведены результаты расчета расхода тепла по от-
дельным статьям.
Таблица 21
Расход тепла в ямной камере
(коэффициент заполнения камеры а3 =0,154)
Статья расхода Количество тепла
в ккал в %
Нагрев бетонной смеси изделий 157 800 22
Нагрев металла форм, вагонеток .... 126 300 18
Нагрев самой камеры 197 430 26
Потери тепла через ограждения камеры . . 133 000 19
Неучтенные теплопотери 91 000 15
Итого 705 500 100
Удельный расход тепла на тепловую обработку, т. е. расход
тепла на 1 м3 бетона в плотном теле, подсчитываем по формуле
Qo6m Тб 705 000-2470
Суд = — ° = ——----------= 116 000 ккал/м3 (485-Юз кдж^).
Gg 15 000
Приведенный пример показывает, как можно подсчи-
тать основные теплотехнические параметры ямной каме-
ры. Однако в практических расчетах часто ставится за-
дача определения расхода тепла не на какой-либо стадии
процесса тепловой обработки, а за весь период тепловой
154
обработки. Это необходимо, например, для определения
удельного расхода тепла, пара или топлива на тепловую
обработку бетона, для сравнения различных установок
ускоренного твердения по удельному расходу теп-
ла и т. д.
В этом случае удобнее пользоваться более простыми
формулами, приведенными ниже и выведенными также
на основании формулы (5.15). Однако в целях упроще-
ния для ряда переменных приняты следующие наиболее
часто встречающиеся постоянные значения.
1. Тепловыделение цемента, среднее за весь цикл теп-
ловой обработки, принято равным 20 ккал!кг.
2. Коэффициент теплопроводности стен и пола ка-
меры Ас = 1,2 ккал/м -ч-град.
3. Вес единицы объема стен и пола камеры у0 =
= 2400 кг!м3.
4. Удельная теплоемкость стен и пола камеры с0 =
= 0,2 ккал/кг • град.
5. Коэффициент теплопередачи крышки камеры К—
= 1 ккал]м2 • ч • град.
6. Теплоиспользование пара /п = 540 ккал/кг.
Подставляя эти данные в (5.15), получим после вы-
числений и простейших преобразований
Суд = (tm - Q (0,0018с + 0,000244 +
+ (^из- U) + 20,4(1 - ) X
х (т + т +0,0021 (5-27)
где с=Сб ув — объемная теплоемкость бетона, равная, как это сле-
дует из формулы (2.13):
с = 0,2 Go + 0,115 Gap + GB ккал!м3- град-, (5.28)
VK=LBH— объем камеры в ж3; Уб — объем бетона в плотном те-
ле, загруженного в камеру, в м3.
Из (5.27) видно, что удельный расход пара на тепло-
вую обработку бетона возрастает с увеличением нагрева
(разности температур /Из—to), разности температур меж-
ду максимальной температурой бетона и температурой
воздуха в цехе или на полигоне —tnex), объемной теп-
лоемкости бетона, металлоемкости изделий (отношения
веса форм, вагонеток к объему бетона в плотном теле),
продолжительности тепловой обработки и уменьшается
155
с увеличением коэффициента заполнения камеры ^ак =
=
Тк )'
Для практических расчетов удобно принять
4тз to — tns — ^цех — 70 И Тцикл = 12 Ч,
т. е. считать эти величины постоянными, а отклонение их
значений от принятых учитывать при помощи коэффи-
циентов. Тогда удельный расход пара на тепловую обра-
ботку бетона выразится следующей формулой:
Суд = 0,128Kx / с + 0,134 K2KS— кг/м8, (5.29)
\ Тб / Ик
где
с / 1 1 0,67\
а~10,6(д + В + Н Г
Ki — —to); ^Сг=/2(^из—£цех) J —
156
коэффициенты, учитывающие изменение разности температур и вре-
мени от значений этих величин, принятых в формуле (5.29). Значе-
ния этих коэффициентов находят по графикам (рис. 47), где
0 — /из /(ь 0 = /из ' /цех-
Пример. В цехе имеются ямные камеры размером в плане 7Х
Х3,1 м и высотой 1,75 м. Количество бетонной смеси в изделиях,
одновременно загружаемых в камеру, Уб=5 м3. Весовой состав бе-
тона: вес сухих составляющих gc=2220 кг, арматуры gM = 40 кг,
воды £в = 180 кг. Вес металлических форм, загруженных в камеру,
Ом = 10 000 кг. Определить удельный расход пара на тепловую об-
работку бетона, если известно, что полный цикл тепловой обработ-
ки Гцикл = Ю ч, температура в цехе /цех=10°С, температура, до
которой нагреваются изделия, т. е. температура изотермической вы-
держки, /из=90°С и начальная температура изделия /0=15°С.
Определяем объемную теплоемкость бетона
с — 0,2 4" 0,115 ём 4" ё~. —-
= 0,2 • 2220 + 0,115 • 40 + 180 = 628,6 ккал/м3 • град.
Вычисляем:
Уб
Ук
а= 10,6 | — 4-
ак =
9 кг/м3.
объем камеры Ук = 7 • 3,1 • 1,75 = 38 ж3;
5 л См 10 000 „
= — = 0,131; ——= —-— = 2000 кг/м3-
38 Уб 5
1
В
По графикам (рис. 47) находим: М = 1,06; К2=1,28; К3=0,9.
Удельный расход пара на тепловую обработку бетона определяем
по формуле (5.29):
/ GM \ а
суд = 0.128/Cif с + 0,134 — I 4~ КгКз —
\ Уб / «к
9 '
= 0,128-1,06(628,64-0,134.2000) 4- 1,28-0,9 —— = 201 кг/м3.
Принимая во внимание, что теплоиспользование пара /п =
=540 ккал/кг, получим удельный расход тепла
Суд = Суд/П = 201-540 = 109 000 ккал/м3. (455 - 10s кдж/м3).
Б. КАМЕРЫ ДЛЯ ТЕПЛОВОЙ
ОБРАБОТКИ ИЗДЕЛИЙ ПРОДУКТАМИ
СГОРАНИЯ ГАЗА
В рассмотренных установках твердение бетона проис-
ходит в насыщенной паровоздушной среде, имеющей тем-
пературу 85—100° С и относительную влажность, близкую
к 100%. Для некоторых железобетонных изделий, изго-
товленных из легкого бетона, например из керамзитобе-
157
тона, такие параметры паровоздушной среды не являют-
ся оптимальными. Дело в том, что керамзитобетонные
изделия, как правило, имеют большую начальную влаж-
ность порядка 20—25% по весу и обработка их в насы-
щенной паровоздушной среде не позволяет снизить ее до
нормативной (10—12%).
Повышенная влажность материала сборных конструк-
ций является одной из важнейших причин снижения дол-
говечности и комфортабельности крупносборных зданий
и вызывает дополнительные эксплуатационные затраты.
Снижение влажности бетона возможно двумя путями:
сушкой после тепловой обработки или совмещением про-
цессов ускорения твердения бетона с удалением из него
излишней влаги. Последнее возможно, так как для ке-
рамзитобетона, в отличие от тяжелого бетона, испарение
излишней влаги в процессе тепловой обработки не сни-
жает прочность бетона, которая для низких марок (до
100 кГ/см2) определяется в основном прочностью запол-
нителя.
Сушка изделий после тепловой обработки не приме-
няется, так как включение этого процесса в существую-
щие технологические схемы производства сборного желе-
зобетона потребует дополнительного устройства сушиль-
ных камер и удлиняет продолжительность цикла
изготовления изделий, что в конечном счете повышает их
стоимость.
Условия для совмещения процессов твердения и сушки
керамзитобетонных изделий в камерах тепловой обра-
ботки бетона можно создать, если тепловую обработку
керамзитобетонных изделий производить в среде сухого
горячего воздуха. В качестве такой среды можно приме-
нить продукты сгорания природного газа.
В 1967 г. на заводе ЖБИ № 10 Главмоспромстройма-
териалов была пущена в эксплуатацию напольная каме-
ра для тепловой обработки керамзитобетонных изделий
продуктами сгорания природного газа.
Камера (рис. 48) смонтирована на полигоне рядом
с котельной. Стены ее выполнены из керамзитобетонных
блоков. В нижней части стен, у пола камеры, предусмот-
рены отверстия для входа и выхода из камеры продуктов
сгорания газа. Подача и отсос газов осуществляются по
утепленным воздуховодам при помощи двух вентилято-
ров. Продукты сгорания газа могут поступать в камеру
из специальной выносной тоцки и из дымовой трубы па-
158
рового котла. В обоих случаях они проходят через сМё-
ситель.
Из топки для сжигания газов продукты сгорания по-
ступают в смеситель по утепленному воздуховоду с ши-
бером, регулирующим подачу продуктов сгорания. Сме-
ситель соединен с дымовой трубой котла воздуховодом
Рис. 48. Схема теплоснабжения камеры для тепловой
обработки керамзитобетонных изделий продуктами сго-
рания природного газа
/ — изделие; 2 — вентилятор; 3 — смеситель; 4 — выносная топ-
ка; 5 —котельная установка; 6 — задвижка; 7 — камера
круглого сечения, также оборудованного регулирующим
шибером. Управление шиберами производится при помо-
щи блоков и тросов.
Установка является универсальной в смысле создания
тепловых режимов и может .работать либо на отходящих
от котлов газах, либо на продуктах сжигания газа в вы-
носной топке. Для сравнительных испытаний предусмот-
рена также подача пара в камеру.
Па отходящих от котлов газах установка работает
следующим образом. Сначала включаются оба вентиля-
тора — на подающей и обратной линии. Затем после от-
крытия шиберов на воздуховоде, соединяющем дымовую
трубу котла со смесителем, газ просасывается через него
и направляется в камеру, куда он поступает через 4 от-
верстия.
Кроме того, газ поступает в металлический плоский
короб, расположенный на дне камеры и служащий для
ныравпивания температуры по ее высоте. Из короба и из
симой камеры отработанный газ высасывается другим
Вентилятором в воздуховод обратной линии. Отсюда,
В апннсимости от заданных условий, он может выбрасы-
159
ваться в атмосферу либо смешиваться с подаваемыми
1з камеру продуктами сгорания газа, т. е. рециркулиро-
вать. При этом он проходит через регулирующий шибер
в смеситель, из которого газовоздушная смесь снова по-
ступает в подающий воздуховод.
При эксплуатации выносной топки для получения
продуктов сгорания газа руководствуются общеизвест-
ными правилами обращения с газовыми горелочными
устройствами. Природный газ в горелку выносной топки
поступает из газопровода котельной после соответствую-
щего редуцирования, а воздух, необходимый для сжига-
ния газа, — по специальному воздуховоду, присоединен-
ному к основному воздуховоду котельной.
Перед включением горелки подтопка в работу он вен-
тилируется и в нем создается необходимое разрежение.
После зажигания горелки продукты сгорания поступают
из подтопка в смеситель и далее в подающий воздуховод.
По подающему воздуховоду в самой камере и в обратной
линии газы движутся так же, как при работе установки
на отходящих газах.
Температурно-влажностные параметры среды уста-
навливаются и поддерживаются при помощи шиберов.
Опыты по изучению режимов тепловой обработки ке-
рамзитобетонных изделий продуктами сгорания природ-
ного газа производились при загрузке камеры изделия-
ми НБ-14 и ЦИ-36-14. Термопары для измерения темпе-
ратур устанавливались в трех точках по толщине изделия
(на нижней поверхности, в центре и на верхней по-
верхности), которая составляла 550 мм для НБ-14 и
450 мм для ЦИ-36-14. Изделия изготовлялись из ке-
рамзитобетона следующего состава на 1 ж3 смеси:
НБ-14 ЦИ-36-14
марки 100 марки 75
Цемент в кг.................. 230 280
Керамзит в кг.......... 500 440
Песок кварцевый в кг . . 700 840
Вода вл...................... 180 180
Кинетика нагрева керамзитобетонных изделий в
напольной камере при паронагреве и продуктами сго-
рания газа показана на графиках рис. 49—52. На рис. 49
представлены кривые изменения температур среды каме-
ры tc и центра керамзитобетонных изделий при теп-
ловой обработке их паром. Как видно из этих кривых,
температура паровоздушной среды вверху камеры выше,
160
чем внизу. Разность температур среды верха и низа ка-
меры при подъеме температуры достигает 20° С, а при
изотермическом прогреве значительно меньше — не пре-
вышает 10° С. Неравномерность нагрева паровоздушной
среды камеры вызывает неравномерность нагрева центра’
верхнего и нижнего изделий. Как видно из кривых, тем-
пература центра верхнего изделия выше центра нижнего
Рис. 49. Изменение температуры центра
верхнего и нижнего изделия в зависи-
мости от температуры среды в камере
(прогрев паром)
—о—температура среды и бетона вверху;
—Э—то же, внизу
изделия. Однако эта разность не столь велика, и для
практических расчетов и выводов можно принимать их
среднее значение. Средняя температура центра изделий
после 11-ч тепловой обработки равна 69—70° С, что, со-
гласно инструкции [41], позволяет закончить тепловую
обработку. Таким образом, продолжительность тепловой
обработки керамзитобетонных изделий в паровоздушной
среде составляет 10—11 ч.
На рис. 50 приведены кривые изменения температур
среды tc и поверхности изделий tn; температура повер-
хности изделий нигде не превышает температуры среды
(как это имеет место в некоторых случаях вследствие
экзотермического эффекта гидратации цемента) и ниже
ее па 5—8°. Следует отметить, что при теплов.ой обра-
ботке паром разность температур между поверхностью
и центром изделий достигает максимального значения
'К'рез 4—5 ч и составляет 40° С.
Па рис. 51 и 52 представлены кривые нагрева изде-
лий при тепловой обработке продуктами сгорания при-
11 -894
161
родного газа. Как видно из припеденных кривых, тем-
пературы газовоздушной среды вверху и внизу камеры
Рис. 50. Изменение температуры поверх-
ности нижнего изделия в зависимости от
температуры среды внизу камеры (про-
грев паром)
Рис. 51. Изменение температуры поверхности верхнего
и нижнего изделия в зависимости от температуры
среды в камере (прогрев продуктами сгорания газа).
Обозначения те же, что и на рис. 49
отличаются незначительно. Из сравнения распределения
температур по высоте камеры при паронагревеи газона-
греве видно, что во втором случае распределение темпе-
ратур по высоте камеры более равномерное, чем в пер-
162
ном. Это объясняется циркуляцией паровоздушной сре-
ды внутри камеры.
Температура центров изделий как верхнего, так и
нижнего достигает 70°С через 11 ч. Таким образом, про-
должительность тепловой обработки продуктами сгора-
Рис. 52. Изменение температуры центра верхнего
и нижнего изделия в зависимости от температуры
среды в камере (прогрев продуктами сгорания газа).
Обозначения те же, что и на рис. 49
Из приведенных графиков видно, что перепад темпе-
ратур между поверхностью и центром изделий значи-
тельно меньше, чем в случае тепловой обработки паром.
Такое уменьшение перепада температур ослабляет де-
структивные явления, возникающие в процессе тверде-
ния бетона. Благодаря этому прочность бетона при теп-
Jioiioii обработке изделий продуктами сгорания газа дол-
жна быть выше, чем при пропаривании.
Испытания прочности керамзитобетонных кубиков
марки 100 показали, что средняя прочность из шести ис-
пытании при тепловой обработке паром равна 92 кГ/см2,
а при тепловой обработке продуктами сгорания газа
Г.’О кГ/см2.
Конечная влажность керамзитобетонных изделий при
II
163
пропаривании выше, чем при тепловой обработке про-
дуктами сгорания природного газа. Однако эта разница
в наших опытах невелика. Объясняется это тем, что ке-
рамзитобетонные изделия, приготовленные на кварцевом
песке, имеют низкую начальную влажность 12—13%,
приближающуюся к равновесной, и в процессе тепловой
обработки могут потерять только незначительное коли-
чество влаги. При начальной влажности 20—22%, кото-
рая бывает у керамзитобетонных изделий, содержащих
золу, процесс сушки при газонагреве будет протекать зна-
чительно интенсивнее, чем при паронагреве.
Расход пара на тепловую обработку 1 м3 керамзито-
бетона в среднем составляет 250 кг, а расход природно-
го газа—• 15 нм/м3. Если принять, что стоимость 1 т па-
ра составляет 4,4 руб., 1 нм3 природного газа 0,02 руб.,
то стоимость тепловой обработки 1 м3 бетона паром со-
ставит 1,1 руб., а продуктами сгорания природного —
0,3 руб. Таким образом, при переходе на тепловую об-
работку керамзитобетонных изделий продуктами сгора-
ния природного газа стоимость тепловой обработки сни-
жается на 0,8 руб. на 1 м3 бетона.
Максимальный и средний часовой расход тепла для
ямных камер, работающих на продуктах сгорания при-
родного газа, подсчитывается так же, как и для пропа-
рочных камер, с той только разницей, что расход тепла
на нагрев бетона определяется по формулам (3.60)
и (3.62).
Если известно количество воды, испарившейся за
цикл тепловой обработки в кг на 1 м3 бетона Gt, то
удельный расход тепла на тепловую обработку бетона
можно определить по формуле
(2УД= 0,128KJc +0,134-^Н
+ К2К3 р ккал/м3. (5.30)
Количество тепла в ккал, отбираемое из топки про-
дуктами сгорания за 1 ч, может быть выражено следу-
ющей формулой:
Q == т]Вг Q“ ккал!ч,
где г] — коэффициент полезного действия топки, обычно лежащий
в пределах 0,85—0,95. При дальнейших расчетах будем считать,
164
---а1то т| =0,85;—В,-—расход—раза топкой—в- нле!ч\—Q” — низшая
теплота сгорания газа в ккал/нм3.
Тогда максимальный часовой расход газа равняется:
ВФмакс и.
г.макс с — Лн /^>
Средний часовой расход газа;
^г.сред= '^'Нм3/‘1
чч
И удельный расход газа:
Д.у« =
*14
Температура продуктов сгорания природного газа,
зависящая от состава газа и коэффициента избытка воз-
духа, недопустимо высока (1700—1000° С) для тепловой
обработки бетона. Поэтому до поступления в камеру их
смешивают с газовоздушной смесью, выходящей из ка-
меры и имеющей значительно меньшую температуру.
Такая рециркуляция газовоздушной смеси позволяет по-
лучить заданную температуру ее на входе в камеру, по-
высить к. п.д. камеры и увеличить скорость испарения
воды из бетона. Объем рециркулируемой газовоздушной
смеси в м3/ч может быть определен из следующего ра-
венства:
ТЛрец(^вх — ^вых) С = Qp,
где Vpеч — объем рециркулируемой газовоздушиой смеси в мР/ч-,
tnn — температура газовоздушной смеси, которая не должна
быть больше 140—150° С; /ВЬХх— температура газовоздушной
смеси на выходе из камеры; с — объемная теплоемкость га-
зовоздушиой смеси, которая для практических расчетов может
быть принята постоянной и равной 0,31 ккал/м3 • град', Qp —
расчетное количество тепла в ккал/ч.
Принимая расчетную температуру газовоздушной
смеси в камере tv равной
f _ ^вх 4" ^вых
р~ 2 ’
получим
V = Фр
₽ец 2(/Вх — Г)ср‘
165
Кратность рециркуляции^т. е. отношение объема рецир-
кулируемой газовоздушной смеси к объему продуктов
сгорания, подсчитывается по формуле
п = __, (5.31)
Vnp.cBr
где УПр. с — объем продуктов сгорания в л3/_«3 газа, определяемый
по графику рис. 6.
В. КАССЕТНЫЕ УСТАНОВКИ
1. КОНСТРУКЦИЯ
В настоящее время в кассетных установках изготов-
ляется большая часть объема изделий для жилищного
строительства. В таких установках формование и тепло-
вая обработка изделий производятся в вертикальных
сборно-разборных формах. Кассетные установки приме-
няются для изготовления как плоских (панели), так и
сложных по форме изделий (лестничные марши, ребри-
стые плиты и т. д.).
Изготовление изделий в кассетных формах обеспе-
чивает высокую точность сборных деталей и хорошее ка-
чество поверхности. Формование изделий в вертикаль-
ном положении позволяет сократить производственные
площади по сравнению с формованием в горизонталь-
ных формах; готовые изделия имеют гладкие поверхно-
сти, почти не нуждаются в исправлениях; отклонение от
геометрических размеров не превышает 1—5 мм по тол-
щине и 5 мм по длине. Отпадает необходимость в виб-
роплощадках, бетоноукладчиках, сложных быстроизна-
шивающихся формах и пропарочных камерах. Масса бе-
тона изделий, формуемых в кассетах, находится в замк-
нутом пространстве; открытой остается небольшая часть
поверхности — всего 1,5—6%. Это дает возможность
применять интенсивную тепловую обработку бетона, не
опасаясь быстрого испарения влаги из него и образо-
вания трещин. Температура бетона в кассетных установ-
ках достигает 100° С, в то время как в обычных камерах
ямного типа она, как правило, не превышает 85—90°С.
При изготовлении изделий в вертикальном положе-
нии требуется меньше монтажной арматуры, и панели
можно перевозить при распалубочной прочности бето-
на. В этом случае твердение бетона до отпускной проч-
ности может протекать в камерах дозревания или на
166
промежуточных теплых складах, где комплектуются из-
делия.
Недостатком описываемого способа является перио-
дичность работы; необходимость применения пластич-
ных бетонных смесей, требующих значительно большего
Рис. 53. Кассетная установка конструкции НИАТ
/ — станина; 2 — паровая рубашка; 3 — поддон; 4 — гидродомкрат; 5— при-
вод; 6 — разводка пара
рпсхода цемента по сравнению с жесткими бетонными
смесями; неудобство чистки и смазки кассет; неравно-
мерность прочности и структуры бетона в различных ме-
ст.х по высоте изделия и, наконец, значительная метал-
лоемкость форм (вес кассет доходит до 60т и более).
В последнее время начинают разрабатываться и вне-
ipiiTi.CH железобетонные, пластмассовые и другие кас-
167
сеты. Кроме этого, разрабатываются и внедряются но-
вые методы уплотнения, позволяющие формовать в кас-
сетах изделия из бетонных смесей с осадкой конуса 4—
5 см. К ним относятся: горизонтально направленная ви-
брация бетонной смеси и формование вибрирующим
поршнем.
Рис. 54. Механизированная кассетная установка Гипрострой-
индустрии
7 — станина; 2 — разделительная стенка; 3 — отсек для формования
панелей; 4— отсек для пара; 5 — фиксирующие упоры; 6 — крайняя
утепленная стенка; 7 — механизм сжатия кассеты; 8 — привод; 9 —упор-
ный дожимный винт
Наибольшее распространение в промышленности
сборного железобетона получили кассетные установки
конструкции НИАТ и Гипростройиндустрии, предназна-
ченные для изготовления элементов жилых домов (па-
нели перекрытий и перегородок, панели внутренних
стен и др.).
Форма-кассета (рис. 53, 54) состоит из ряда отсеков,
образованных стальными вертикальными стенками.
Сборка и разборка отсеков (щитов) производится при
помощи специального механизма, а извлечение изделий
из отсеков — мостовым краном.
Бетонная смесь может подаваться к кассете несколь-
кими способами: с помощью транспортеров, пневматиче-
168
ном в бункерах или бадьях. Наиболее удобным является
пневмотранспорт. Однако несовершенство оборудования
и малая производительность сужают область его приме-
нения. При создании более надежного оборудования, от-
вечающего необходимым требованиям, пневмоподачу бе-
тонной смеси следует считать наиболее эффективным ви-
дом транспортирования бетона.
Уплотнение бетонной смеси в кассете осуществляется
вибраторами типа С-414, укрепленными по бокам на-
ружных и в торцах внутренних стенок, или глубинными
вибраторами. Для тепловой обработки изделий кассеты
имеют специальные отсеки, в которые подается тепло-
носитель. В качестве теплоносителя могут быть исполь-
ювапы пар, горячая вода, масло и другие жидкости.
В настоящее время в качестве теплоносителя использу-
ется преимущественно пар, поэтому отсеки для нагрева
изделий называются паровыми отсеками, или паровыми
рубашками. В кассетах НИАТ каждое изделие имеет па-
ровые рубашки с двух сторон, в кассетах Гипростройин-
дустрии паровые отсеки прогревают два и более изделий,
|»наделенных стальным листом толщиной в 24 мм.
2. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУР ПО ПАНЕЛИ,
ПРОГРЕВАЕМОЙ В КАССЕТНОЙ УСТАНОВКЕ
В кассетных установках железобетонные изделия
подвергаются контактному нагреву, т. е. тепло от паро-
воздушной среды через металлические стенки рубашек
передается изделиям. Стенки плотно прилегают к повер-
хности изделий, что обеспечивает хороший контакт меж-
ду ними. Очевидно, распределение температур по по-
верхности прогреваемого изделия зависит от распреде-
ления температур по стенкам паровых рубашек, которое
определяется распределением температур в паровоздуш-
ной среде. При подаче пара в паровые рубашки темпе-
ратура паровоздушной среды в них повышается посте-
пенно и достигает своего максимального значения толь-
ко через некоторое более или менее продолжительное
время, в зависимости от схемы подвода, количества па-
ра и конструкции паровых рубашек.
Многочисленные исследования различных схем пода-
чи пара в паровые рубашки кассетной установки пока-
169
залп, что подача пара -снизу вверх через перфорирован-,
ную трубу, расположенную в нижней части паровой ру-
башки, позволяет получить более равномерное распре-
деление температур, чем при подаче пара сверху или
сбоку. Объясняется это тем, что при подаче пара через
соответственно рассчитанную перфорированную трубу
образуются паровые струи, эжектирующее действие ко-
торых способствует отсосу воздуха из нижних зон па-
ровой рубашки, что создает условия более равномерно-
го прогрева стенок.
Однако не всегда конструкция паровой рубашки по-
зволяет установить внизу перфорированную трубу для
подачи пара. Так, например, в кассетах НИАТ из-за
большого количества ребер жесткости в паровых рубаш-
ках установка перфорированной трубы весьма затруд-
нена, и пар подается через приваренный сбоку штуцер.
Трудности равномерного распределения пара в па-
ровых рубашках усугубляются еще тем, что прорезинен-
ные шланги, соединяющие паровые и конденсатные кол-
лекторы с подвижными паровыми рубашками, иногда
провисают в образуют мешки, заполненные конденса-
том.
Неравномерность нагрева панелей в кассетных уста-
новках наглядно иллюстрируют рис. 55 и 56. На рис. 55
приведены кривые температур поверхности изделия в
кассете Гипростройиндустрии, в которой между паровы-
ми рубашками находятся два изделия, разделенные
стальным листом толщиной в 24 мм. Из этих кривых
видно, что распределение температур по поверхности па-
ровых рубашек и, следовательно, по поверхности изде-
лий очень неравномерное. Особенно большая неравно-
мерность наблюдается в течение первого часа тепловой
обработки. В дальнейшем эта неравномерность умень-
шается и спустя 3 ч становится очень незначительной.
При снижении температуры паровоздушной среды в па-
ровой рубашке, что приводит к снижению температуры
поверхности стенки, неравномерность нагрева несколько
увеличивается, хотя и остается достаточно малой.
Распределение температур по изделию имеет не-
сколько иной характер, чем по поверхности. На рис. 56
приведены кривые температур изделия в сечении II— II,
т. е. на стыке двух панелей, толщиной каждая в 100 мм,
где температура наименьшая. Из приведенных кривых
видно, что в течение первого часа сечение II — II почти
170
Рис. 55. Распределение температур по поверхности панелей, примыкающей к паровой руба:
кассетной установки Гипростройиндустрии с обычной системой пароснабжения (сечение I-
а —изделия; б — паровые рубашки; в — разделительный лист
171
Не прогревается и поэтому распределение температур до-
вольно равномерное. Со временем неравномерность рас-
пределения возрастает и сохраняется примерно одинако-
вой в течение 6 ч. Примерно такая же неравномерность
распределения температур и в кассетах НИАТ.
Более равномерное распределение температур, осо-
бенно в первые часы работы, можно получить, используя
так называемую эжекторную систему пароснабжения.
Эта система впервые была применена на кассетных ус-
тановках НИАТ ДСК-2 Главленинградстроя. В настоя-
щее время она внедрена на многих заводах сборного же-
лезобетона, оборудованных кассетами НИАТ и Гипро-
стройиндустрии.
Исследования, проведенные лабораторией тепловой
обработки железобетонных изделий ВНИИЖелезобето-
на, показали, что эжекторная система пароснабжения
дает более равномерное распределение температур по
паровым рубашкам и изделиям, чем обычная систе-
ма пароснабжения. Одновременно более полно переме-
шивается паровоздушная смесь в паровых рубашках,
что позволяет устанавливать датчики системы автомати-
ки на коллекторе отсоса паровоздушной среды и точ-
нее регулировать процесс тепловой обработки изделий.
Эжекторная система пароснабжения (рис. 57) состоит
из следующих основных элементов.
1. Эжектора, работающего на низких давлениях 1,5—
2 от и служащего для отсоса паровоздушной смеси из
всех паровых рубашек и смешивания ее с паром, посту-
пающим в кассету.
2. Коллектора для распределения паровоздушной
смеси по паровым рубашкам кассеты.
3. Коллектора для отсоса паровоздушной смеси из
всех паровых рубашек кассеты и подачи ее в эжектор.
4. Коллектора для сбора и отвода конденсата тепло-
носителя.
Пар, поступающий из общей магистрали по паро-
проводу через регулирующий клапан, проходя через
эжектор, создает в камере смешения разрежение, ис-
пользуемое для отсоса паровоздушной смеси из паровых
рубашек через шланги коллектора отсоса и трубопро-
вода. Отсасываемая смесь из камер смешения, где про-
исходит смешивание поступающего пара с паровоздуш-
ной смесью, через горловину и диффузор поступает в
парораспределительный коллектор, а оттуда паровоз-
172
Рис. 56. Распределение температур по изделию в сечении II—//кассетной установки Гипро
стройиндустрии с обычной системой пароснабжения. Обозначения те же, что и на рис. 55.
173
ную трубу. Конденсат отводится через коллектор конден;
сата и обратный клапан в конденсатопровод. Эффектив-
ность эжекторной системы пароснабжения зависит от
правильного выбора размеров эжектора, т. е. от расчета
эжектора.
Рис. 57. Схема эжекторного пароснабжения кассеты
1— паровая рубашка; 2 — изделие; 3 — резиновый шланг;
4 — коллектор на вводе пара; 5 — отсасывающий коллектор;
6 — датчики температуры; 7 — паропровод; 8 — обратный клапан;
9 — сборник конденсата; 10 — конденсатопровод; 11 — регулирую-
щий клапан; 12 — эжектор
На рис. 58 приведены кривые распределения темпе-
ратур по поверхности изделия, примыкающей к паро-
вой рубашке (сечение / — /) в кассете Гипростройин-
дустрии с эжекторной системой пароснабжения. Из
сравнения кривых на рис. 58 с кривыми, приведенными
на рис. 55, видно, что при эжекторной системе пароснаб-
жения температуры распределяются более равномерно.
Особенно заметна эффективность системы пароснабже-
ния, если степень неравномерности распределения тем-
ператур определять по среднему квадратичному откло-
нению температуры в каждой точке от средней темпера-
туры рассматриваемой поверхности. Эти отклонения
определяются по формуле
(5.32)
174
где — сумма квадратичных отклонений температур от средне-
го значения температур; п — число точек, в которых произ-
водилось измерение температур; \t=t—tni — разность между
средней величиной температур для всей поверхности и значе-
п
% tn
пнем температуры в точке i; t = J------—средняя температура.
п
Рис. 58. Распределение температуры по поверхности изделия, при-
мыкающей к паровой рубашке (сечение /—/) кассетной установки
I ппростройиндустрии с эжекторной системой пароснабжения
Обозначения те же, что и на рис. 55
Очевидно, что чем больше неравномерность распре-
деления температур, тем больше о; при равномерном
ршиределении температур о=0. На рис. 59 приведены
кривые средних квадратичных отклонений температур
175
от их средних значений в зависимости от прпдолжите.ль-
ности тепловой обработки. Средние квадратичные откло-
нения при эжекторной системе пароснабжения значи-
тельно меньше, чем при обычной. Давление, на которое
Рис. 59. Среднее квадратичное от-
клонение температур поверхности
пропариваемых изделий в сечении
I—I кассетной установки Гипро-
стройиндустрии
1 — с обычной системой пароснабже-
ния; 2 — с эжекторной системой
рассчитаны паровые ру-
башки кассетных устано-
вок, находится в преде-
лах 1,2—1,5 ат. Повыше-
ние расчетного давления
потребовало бы увеличе-
ния расхода металла на
сооружение этих устано-
вок. При подаче пара в
паровые рубашки давле-
ние в них может намного
превысить расчетное, ес-
ли не будет обеспечен сво-
евременный выпуск паро-
воздушной смеси в атмос-
феру. Так как конденсато-.
отводчики (конденсацион-
ные горшки) пропускают
только конденсат, а не
воздух, то во избежание
повышения давления в
паровых рубашках выше
допустимого рекомендует-
ся на конденсатовоздухо-
отводящем трубопроводе
устанавливать подпорные
шайбы или клапаны, ко-
торые обеспечивали бы
заданное давление в па-
ровых рубашках.
3. РАСЧЕТ ЭЖЕКТОРА СИСТЕМЫ
ПАРОСНАБЖЕНИЯ КАССЕТНЫХ УСТАНОВОК
Несмотря на широкое распространение пароструйных
эжекторов во многих отраслях промышленности и дли-
тельность их изучения, вопросы теории, расчета и конст-
руирования таких эжекторов еще недостаточно разрабо-
таны. Особенно это относится к эжекторам кассетных
установок, которые стали применяться только в самое
последнее время. Поэтому на приведенный ниже расчет,
176
хотя и удовлетворяющий практическим целям, следует
смотреть как на расчет первого приближения, который
по мере накопления опытных данных в дальнейшем дол-
жен быть уточнен.
Схема и расчет пароструйного эжектора. Пароструй-
ный эжектор (рис. 60) состоит из следующих основных
Паровоздушная смесь из
кассетной установки.
Рис. 60. Схема пароструйного эжектора
А — корпус; Б — рабочее сопло; В — диффузор; Г — камера
смешения
частей: корпуса А, образующего приемную камеру, ку-
да поступает паровоздушная смесь, отсасываемая из па-
ровых рубашек кассетной установки; рабочего сопла Б,
монтируемого в приемной камере, и примыкающего к
пей диффузора В. Рабочее сопло может быть выполнено
сужающимся или расширяющимся в зависимости от от-
ношений давлений в выходном сечении рабочего сопла
к начальному. Если это отношение больше критического,
то сопло должно быть суживающимся, в противном слу-
чае — расширяющимся (сопло Лаваля). Диффузор обра-
зуется двумя обратными конусами с переходной цилин-
дрической частью — горловиной. Диффузор и рабочее
< опло должны располагаться строго по одной оси.
Объем, в котором происходит смешение рабочего па-
ра и отсасываемой паровоздушной смеси, называется
камерой смешения. Камера смешения Г начинается сразу
по выходе сопла в сечении 1—1. Конец камеры сме-
шения и начало камеры сжатия — в сечении 2—2. В се-
чении 4—4—конец камеры сжатия, сечение 3—3—пере-
ход цилиндрического участка диффузора к расходяще-
муся конусу диффузора. Для удобства дальнейшего
изложения примем следующую систему обозначений. Все
обозначения величин, относящихся к рабочему пару,
имеют вверху индекс ('). Обозначения величин, относя-
12-894
177
щихся к отсасываемой паровоздушной смеси, — индекс
("). Отсутствие штрихов у обозначений показывает, что
величины относятся к смеси потоков. Кроме того, обоз-
начения величин, относящихся к отдельным составляю-
щим смеси, внизу имеют индексы «п» — для пара, «в» —
для воздуха, например р"; и т. д.
Параметры потоков в отмеченных характерных сече-
ниях эжектора различаются по цифровым индексам, от-
вечающим номеру сечения —1, 2, 3 и 4, которые ставят-
ся внизу обозначений величин, например: р2, аф v4 и т. д.
Обозначения параметров потоков при входе в эжек-
тор имеют индекс «О», например /ф;и’ и т. д. Площади
характерных сечений эжектора имеют соответствующие
обозначения /г, f2; f3; f4.
Задача расчета эжектора состоит в определении:
а) связи между расходом рабочего пара, давлением
сжатия паровоздушной смеси и ее количеством; б) рас-
четных формул для вычисления размеров эжектора,-
обеспечивающих нужную производительность при задан-
ном расходе рабочего пара. Имея в виду, что весь про-
цесс работы пароструйного эжектора можно разбить на
три этапа: 1) истечение пара из рабочего сопла; 2) сме-
шение потоков в камере смешения и 3) сжатие смешан-
ных потоков в диффузоре, целесообразно в этой же пос-
ледовательности привести расчетные формулы.
Определение площади выходного сечения сопла (ис-
течение пара из рабочего сопла). Скорость рабочего па-
р'1
ра на выходе из сопла при отношении давлений >
Ро
>0,581, т. е. больше критического, можно подсчитать по
формуле (1.3).
В пределах изменений давления 1<Рд<2,5 кГ/см2 с
достаточной для практических расчетов точностью ско-
рость истечения пара из сопла можно принять равной:
Р1 Ро 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95
в м/сек 380 350 318 288 252 218 178 122
178
___Секундный расход рабочего пара G',___необходимый
для нагрева изделий, определяется на основании опыт-
ных данных. Если таковых нет, то по формулам и номо-
граммам гл. 3.
Площадь выходного сечения сопла
G V,
----м2
W1
(5.33)
где — удельный объем пара в выходном сечении сопла в м'‘[кг,
определяемый по давлению пара на выходе и табл. 1.
Определение площади выходного сечения камеры
смешения (процесс смешения потоков в камере смеше-
ния). При рассмотрении процесса смешения рабочего
и отсасываемого потоков делаются следующие предпо-
ложения: 1) абсолютное давление во всех сечениях ка-
меры смешения постоянно; 2) обмен импульсами смеши-
ваемых потоков представляется как результат их неуп-
ругого удара. Из первого предположения следует, что
Ро = р[ = Р2, (5.34)
|ДС р() —давление паровоздушной смеси при поступлении в эжек-
, тор; р, —давление в выходном сечении рабочего сопла (се-
чение 1—1) (см. рис. 60); р2 — давление в конце камеры сме-
шения (при входе в диффузор — сечение—2—2).
Из первого и второго предположения следует, что
И?!
Wz — Фа ~— м!сек,
1 + и ' ’
(5.35)
|дс — скорость потока паровоздушной смеси при входе в диф-
отношению коли-
" в кг [сек к рас-
; q>2 — скоростной
фузор; и — коэффициент эжекции, равный
чсства отсасываемой паровоздушной смеси G
G"
хору рабочего пара G' в кг/сек, т. е. и = —
коэффициент камеры смешения, равный 0,975.
Коэффициент эжекции дает представление о количе-
стве паровоздушной смеси в килограммах, отсасываемой
I кг рабочего пара:
Парциальное давление пара в сечении 2—2
Р =--------------—----,
112 (1 — X) и
1 +0,622 v---+-
1 + Ки
(5.36)
12*
179
где Л=
— отношение количества пара
Сп
кг!сек, находящего-
G
ся в отсасываемой паровоздушной смеси, ко всему ее количе-
ству G" кг/сек.
Парциальное давление воздуха в сечении 2—2
РВ1 = Р2~Рпг- (5-37)
По табл. 1 для полученного значения рПа можно най-
ти температуру t^ac . Тогда температуру паровоздушной
смеси в сечении 2—2 можно определить по формуле
0,45Z»ac + O,45XwZq + 0,24(1—Л) ut"0
2” 0,45(1 + Ли)+ 0,24(1 — Л) и ’ t5,38)
где t0 — температура отсасываемой смеси.
По имеющимся значениям рв, и t2 из характеристи-
ческого уравнения может быть найден удельный объем
воздуха в сечении 2—2
(5-39>
— 29,27 кг-м^кг-град.
Удельный объем всей смеси будет равен:
Va= (5-40)
Полученные данные позволяют определить площадь
сечения 2—2 по формуле
/2=-^ПлР, - (5.41)
где G=G/+G"=G'(1 + k); Л — коэффициент, учитывающий нерав-
номерное распределение скоростей и равный 1,3—1,5.
Определение площади сечений горловины и диффузо-
ра (сжатие в диффузоре). Рассматривая процесс сжа-
тия паровоздушной смеси в диффузоре эжектора, мож-
но получить следующую формулу для коэффициента
эжекции:
_ ф1Ч)2ф3 / Wit т . ,Г
ПГ1/ --------------------5----------’ (5-4 )
1/ 2gp,Vi фт — 1)+ — wl т
1 е4
180
где — теоретическая скорость истечения пара из рабочего сопла,
определяемая по (1.3), при <р=1; q>i — скоростной коэффициент
сопла; <р2 — скоростной коэффициент камеры смешения; <рз — ско-
ростной коэффициент диффузора; ф2— скоростной коэффициент,
характеризующий неравномерность скоростей во входном сечении
диффузора; е4 — скоростной коэффициент, характеризующий не-
равномерность скоростей в выходном сечении диффузора; [3 =
Р« 4,4, k~l.
= ——степень повышения давления в диффузоре; т = ~— ;
Ра „ k
здесь k — показатель адиабаты сжимаемой паровоздушной смеси.
Обозначив
__ФгФгФз . _ Фз
ф2 ’ 1 е4
и приняв ф! = 0,92; ф2 = 0,975; <р3 = 0,9; ф2=0,95; 64 = 0,7,
получим
К = 0,85 и Ki = 1,3.
При этих данных выражение для коэффициента эжек-
ции примет вид
-----------------------1. (5.43)
(p"! — 1) + 1,3mwj
’Пренебрегая величиной энергии струи на выходе из
эжектора, т. е. вторым членом знаменателя, который
весьма мал по сравнению с первым, получим
/--------------
П / Wiftn
и = 0,85 V -----------------1. (5.44)
Г 2gPlvt (Г-1)
Для определения коэффициента эжекции (и) по фор-
муле (5.44) необходимо знание параметров потока в кон-
це камеры смешения, которые зависят от коэффициента
эжекции. Поэтому истинное значение и обычно нахо-
дится путем пробных подсчетов. Однако если формулу
представить в виде
и = 0,85ui;z Z—\, (5.45)
где
Z = l/-------------,
V <"-1)
181
то, как показывают расчеты, с достаточной точностью—
можно считать, что Z является функцией только р. Ре-
зультаты этих расчетов приведены на рис. 61, из которо-
го видно, что для данного значения р при изменении и
от 0,2 до 3 значение Z увеличивается примерно на 1%.
На рис. 62 приведена зависимость р от Z. Зная р, по
графику рис. 62 можно определить Z, а затем по форму-
ле (5.45) найти коэффициент эжекции.
В последующие расчетные формулы входят показа-
тели адиабаты и политропы сжатия паровоздушной сме-
си. Ниже приводятся формулы для их определения. По-
казатель адиабаты паровоздушной смеси k можно оп-
ределять по формуле
р = Рт....- --Рв2 - , (5.46)
k — 1 kn — 1 kB-r
где рпг—давление пара в смеси; рв2 — давление воздуха в сме-
си; /гп — показатель адиабаты для пара; kB — показатель
адиабаты для воздуха.
При практических расчетах можно принять k= 1,135
для насыщенного сухого пара. Определив показатель
адиабаты смеси k, можно найти показатель политропы
182
п по эмпирической формуле для случая сжатия в области
насыщенного пара
1 - фо
п = k 4- 0,78----— = k + 0,183. (5.47)
Фз
Скоростной коэффициент диффузора <р3, как и рань-
ше, принят равным 0,9. Степень повышения давления до
горловины диффузора
/ 9 \ h
(5.48)
Ра \ n -f- 1 /
откуда
Рз = (5.49)
где Ма2 — число Маха в сечении 2—2, равное отношению скорости
паровоздушной смеси к скорости звука в этом сечении, т. е.
Ма2 = — ; (5.50)
а2
tz2 = (5.51)
Удельный объем паровоздушной смеси в горле диффу-
зора
v3=-^. (5.52)
г П
Скорость звука в сечении 3—3
~ У"^?Рз^з- (5.53)
Если учесть неравномерность распределения скоро-
стей в сечении 3—3 коэффициентом ез = 0,95, то скорость
паровоздушной смеси в сечении 3—3 будет равна:
w3 = 0,95а3 Д/ -—-
У п— 1
п площадь сечения горловины
г _ Gv3
/з— •
&з
Удельный объем паровоздушной смеси
сечении диффузора 4—4
(5.54)
(5.55)
в выходном
____
рП1/" ’
Рз/
(5.56)
183
Выходное сечение диффузора определяется по уравне-—
нию
/4=—, (5.57)
W4
в котором о»4 обычно принимают равным 60 м/сек.
Расчет осевых размеров эжектора. Длина сужаю-
щейся части сопла определяется по формуле
/х = d°~di , (5.58)
at
2tg —
s 2
где dn; di—диаметры во входном и выходном сечениях сопла в мм;
СИ — угол конусности, чаще всего принимают <Xi=6 4-8°.
Подобным образом определяется и рабочая длина
суживающейся части диффузора (между сечением 2—
2 и входом в горловину).
= di~ds , (5.59)
2tg^
где da; da —Диаметры в соответствующих сечениях 2—2 и 3—3
в мм; аз — угол конусности, подсчитывается как и в предыду-
щем случае.
Длина горловины диффузора определяется из равен-
ства
/; = (1 ^2)d3MM. (5.60)
Это условие не всегда соблюдается: в ряде случаев
из конструктивных соображений горловина диффузора
выполняется более длинной. Длина расходящейся части
диффузора определяется как
/4 = -^3 , (5.61)
2fgy-
где d3; d4 — диаметры в соответствующих сечениях 3—3' н 4—4
в мм; а3 — угол конусности расходящейся части диффузора,
равный 7—10°.
Что касается длины камеры смешения (между сече-
ниями 1—1 и 2—2), то, несмотря на исключительно важ-
ное значение 1% для работы эжектора, все же строгих
теоретических зависимостей пока нет.
Установление наивыгоднейшего расстояния между
рабочим соплом и диффузором ведется опытным путем
184
сетных установок длину камеры смешения можно при-
нять равной 200—300 мм.
Пример расчета пароструйного эжектора для кассетной уста-
новки.
Исходные данные:
G'=0,234 кг!сек
р0 = 1,6 ат;
р[=1,2 ат;
Х=0,5;
t’o =50° С;
6=1,05.
Pl 1,2
По данным на стр. 178 для —~ = ——=0,75 находим скорость
Ро 1,6
истечения пара из сопла uij ==288 м)сек.
По табл. 1 и давлению = 1,2 ат находим удельный объем па-
ра в выходном сечении сопла v1=l,455 мР]кг. Определяем площадь
выходного сечения сопла по формуле (5.33)
G v'i 0,234-1,455
f = ----— = _!——2---------= 0,00118 М
11 ' 288
откуда ___ ___________
dt= ~ =38,8 « 39 мм.
По графику (рис. 62) для (3 = 1,05 находим Z=4 и по форму-
, W-
ле (5.45) находим и, принимая во внимание, что wt = —L;
0,92
w' Л 1
« = 0,85—1/ ------Z-l =
0,92 у 2рр2
1
288 ,
= 0,85----- 1/ --------------4 — 1 = 1,2.
0,92 У 2-9,81 12000
Определяем скорость потока паровоздушной смеси при входе
в диффузор по (5.35)
wi 288
= <р2 = 0,975 ——- == 128 м!сек.
Определяем парциальное давление пара рп2 и воздуха рв2 в се-
чении 2—2 по формулам (5.36) и (5.37)
Ра 1,2
р __-----------------— _ -------------------------- о 975 ат-
(! — %)« (1—0,5) 1,2
1 + 0,622 V1 + 0,622 *--------------
1+Хи 1+0,5-1,2
рва = Ра — Рпа = 1,2 — 0,975 = 0,225 ат.
185
----По табл. 1 для-рпз—0,975 ат находим---/"ЯС=98"С. По (5.38)
определяем температуру смеси в сечении 2—2
0,45 /"ас + 0.45/.U + 0,24 (1 — X) и f"0
/2= 0,45(1 + %«) +0,24(1 —X) и =
0,45-98 + 0,45-0,5-1,2-50+ 0,24(1 -0,5)1,2-50
___1_____1 2 __i-----1__1 —- v' *____________= 74 8 °C
0,45(1 +0,5-1,2)+0,24(1 —0,5) 1,2
Вычисляем удельный объем воздуха в сечении 2—2 по (5.39)
29,27-377,8
- *77 " “»0 -
Удельный объем всей смеси определяем по (5.40)
(1 —Х)и (1—0,5)1,2 _ , „
v2 — vB2— Ilin 4,52— 1,23д<3//сг.
1 + и 1 + 1,2
Площадь сечения 2—2 подсчитываем по (5.41), принимая т) = 1,5
Gv. 0,234-2,2-1,5-1,23
/г = —- г] =--------;--:-----= 0,00745 м*.
Соответственно диаметр сечения 2—2 будет равен:
^2 —
4-7450
----- = 97,5 те 98 мм.
л
Вычисляем показатель адиабаты по (5.46)
Рз ___ Рпз , Рвз .
k— 1 ~ kn — 1 ' kB— 1’
Откуда k = 1,155.
Вычисляем показатель политропы по (5.47)
п = k + 0,183 = 1,155 + 0,183 = 1,338.
Вычисляем скорость звука в сечении 2—2 по (5.51)
а2 — У figp^ — У1,155-9,81 -12 000-1,23 = 408 м/сек.
Вычисляем число Маха по (5.50)
128
— = 0,314.
408
1,2 0,975 , 0,225
k—\ = 1,135 —1 + 1,4 — 1
к-'г
а2
По формуле (5.48) находим степень повышения давления до
горловины диффузора
Ма2 =
Рз
Рг
2 + (k — 1) Ма|
h
п^Т
1 ззя
2 + (1,155-1)0,31421^^ = 0 518
1,338 + 1 ]
186
откуда------------------------------------------------------------
Рз = Р'Ра = 0,518 • 1,2 = 0,622 ат.
Удельный объем паровоздушной смеси в сечении 3—3 диффу-
зора находим по (5.52)
V. 1,23
v3 = —— = .... д— = 2,02 м3/кг.
0,518 1.338
Определяем скорость звука в сечении 3—3 по (5.53)
a3 = Vkgp3v3 = V\, 155-9,81 -6220 2,02 = 377 м/сек.
Скорость паровоздушной смеси в сечении 3—3 определяем
по (5.54) ______________________________
w3 = 0,95а3 ----j = 0,95-377 ----j = 243 м/сек.
Сечение горловины определяется из (5.55)
ю3
0,234-2,2-2,02
243
= 0,00427 М?,
откуда диаметр горловины равен
4,= -|/'S_-|/^4 = 73.9„74„.
Определяем давление паровоздушной смеси в сечении 4—4 (в кон-
це диффузора)
Рп = Рр2 = 1,05 • 1,2 = 1,26 ат.
По формуле (5.56) находим удельный объем смеси
v3 2,02 , ,
v4 =------— =------------— = 1,19 м3/кг.
/ Р4 / 1 ’26 \Езя8
\р3/ \0,622/
Принимая скорость паровоздушной смеси в сечении 4—4 рав-
ной 60 м/сек, по формуле (5.57) найдем площадь выходного сече-
ния диффузора
/4 = ^- = -°-23^2-М9 =001012л<2>
60
откуда ' ,
J 1 1 f4-Ю120
di=V T=V ~^=114MM.
Принимая диаметр цилиндрической части сопла do=50 мм
и угол конусности сопла а! = 8°, получим длину сужающейся час-
ти сопла по формуле (5.58)
h = AzA. = AzA = 78)7 79 мм_
2tgy
4 4
187
----Длину сужающейся части диффузора определяем по форму.
ле (5.59)
а» 8
2tgT 2tg —
Длина горловины диффузора определяется из равенства (5.60)
/3 = 2d3 = 2-74 = 148 мм, принимаем 150 мм.
Длину расходящейся части диффузора находим из (5.61), при-
нимая а3=10°.
dt — d3 114 — 74
I = 1 =---------= 222 _ 225 мм
а3 10
2tg-f 2tgT
4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КАССЕТНЫХ УСТАНОВОК
Приведенные в гл. 3 формулы и номограммы позво-
ляют производить расчет температуры изделий и расхо-
да тепла на их нагрев при заданном температурном режи-
ме паровоздушной среды в паровых рубашках кассетной
установки для любого промежутка времени. Если по
данным лабораторных испытаний известно, как должна
меняться температура характерной точки изделия (на-
пример, центра) в процессе тепловой обработки для до-
стижения максимальной прочности бетона, то упомяну-
тые формулы и номограммы позволяют рассчитать, как
должна меняться температура паровоздушной среды,
т. е. рассчитать оптимальный режим тепловой обработ-
ки. Для вычисления удельных расходов пара (тепла) на
тепловую обработку бетона в кассетных установках
можно получить простые формулы, исходя из следую-
щих соображений.
Для кассетных установок [см. формулу (5.15)] мож-
но принять Q<j> = 0, так как в них нет форм
Qct = 1,2-0,115 бм(/из — io) ккал, (5.62)
где Ом — вес паровых рубашек и разделительных стальных лис-
тов в кг; 1,2—коэффициент, учитывающий нагрев станины
кассетной установки, установленный на основании опытных
данных; — средняя температура разделительных листов и
паровых рубашек перед началом пуска пара.
Потеря тепла поверхностью кассетной установки
в цех равна:
Qorp = т[оС13Д (^[ — /“цех) + Я?5?. (4 — ^цех)], (5.63)
188
ной установке в ч; сц, а2 — соответственно коэффициенты
теплоотдачи от теплоизолированных и открытых поверхностей
кассеты в ккал!м2 ч •град\ S\, sz—-соответственно площади
теплоизолированных и открытых поверхностей кассеты в м2;
Л, h — соответственно средние за время т температуры тепло-
изолированных и открытых поверхностей кассеты.
Подставляя полученные выражения в формулу (5.15)
и принимая, что количество тепла, идущее на нагрев
бетона, учитывается так же, как и для ямной камеры, и
Qs = 0,15 а /п=540 ккал]кг, получим
0уд = 0,00213(/из-/0) (о,85сб?б +0,138^ •
\ б ^ИЗ *0 /
4- 0,0023[axsx (/х — /ц) + a2s2 — Q] кг/м3. (5.64)
г б
Как показали многочисленные теплотехнические ис-
пытания кассетных установок, с достаточной для прак-
тических расчетов точностью можно считать:
to = to", cti = аг = 5 ккал/м2 • ч • град-,
si — 4 s2 = ~~ 1 = 40; /2 = 100,
где л- — поверхность рабочей части кассетной установки в м2.
. Подставляя эти величины в формулу (5.64) и при-
нимая во внимание, что
1"(«-+<"‘+»)=^(ф+ф+ф
где VK—lbh—объем рабочей части кассетной установки; I, b, h —
соответственно длина, ширина и высота рабочей части кассет-
ной установки,
получим
Суд = (/из - /о) (о,00183сб ?б + 0,000293 +
4- 0,0213т (4- + 4- + "г) (70 кг1м3- <5-65)
Аналогично для термоформ, устанавливаемых в па-
кет краном или пакетировщиком, и стендов имеем
Суд = (/из - /0) (0,00183с6 уб + 0,000244-М +
\ у б /
4- 0,0213т(£из — ^цех) (-у- + 4~ 44~г4 кг1м3- (5-66)
\ I О fl / Уб
189
При сравнении формул (5.65) и (5.66) видно, что они
отличаются на величину
0,000049 ^-(tU3 — ta) —
Уб
— 0,0213т /'— + — + —1(^з — 70)-^-,
\ I b h Г 3 V6
которая при практических значениях переменных, вхо-
дящих в нее, примерно равна нулю. Поэтому при расче-
тах можно пользоваться одной из них. Однако все же
удобнее пользоваться формулой (5.66), так как при этом
можно определить удельный расход пара на тепловую
обработку бетона в кассетных установках и термофор-
мах по тем же графикам, что и для ямных камер.
Действительно, полагая в (5.66), как и для ямных
камер, /из—/о = ^из—/цех = 70; т=12, получим выражение
для указанного расхода пара
Оуд = 0,128^4- 0,134-^)+^4— , (5.67)
в котором значения коэффициентов Ki и К2 выражают-
ся так же, как для ямных камер, величины а и коэффи-
циент отличается от этих величин для ямных камер.
Для кассетных установок и термоформ п= 10,8 —|- -^-4-
на диаграм-
4---), a Kt — ф(т) определяется по прямой
h /
ме рис. 47.
Пример. Тепловая обработка железобетонных панелей произ-
водится в кассетной установке, размеры рабочей части которой
1=6,1 м; Ь = 2 м; h=2,7 м. Объем изделий, загруженных в установ-
ке Уб= 11 м3. Вес металла паровых рубашек и разделительных сте-
нок кассетной установки GM=35 000 кг. Весовой состав бетона тот
же, что и в примере на стр. 157. Определить удельный расход пара
на тепловую обработку бетона, если известны: начальная температу-
ра бетона /о=ЗО° (бетон нагрелся в кассетной установке до подачи
пара), температура, до которой нагрелся бетон, /т = 100°С, продол-
жительность тепловой обработки т=6 ч и температура воздуха в це-
хе /ц = 15° С.
Из примера на стр. 157 имеем: с=628,6 ккал/м3 • град. Вычисля-
ем: объем рабочей части кассеты Ун=6,1 • 2 • 2,7=33 м3,
ак
Уб И GM 35 000
— = — =0,333; — =---------------= 3180 кгм:‘-
Ук 33 Уб И
а = 10,8 I 10,8 М- + + -Д = 11,3 кг/м.3-,
\ * и ” / \91 * 4 41 • /
190
Подсчитываем /и 3—/0 = 100—30=70 и +ех = 100—10=30,
По графикам рис. 47 находим Ki = l; 1,42; К4=0,5. Удельный
расход пара равен:
Суд =0,128^ (с + 0,134 —) + К2К4 — = 0,128-1 (б28,6 +
\ / “к \
+ 0,134-3180 + 1,42-0,5
11,3
0,333
,РП кг пара
= 160 ----------
м3 бетона
Принимая величину теплоиспользования пара 7п=540 ккал[кг, по-
лучим удельный расход тепла
<2уД = Суд/П = 160-540 = 86 500 ккал!м3 бетона
(363 • 103 кдж/м3).
ГЛАВА в
УСТАНОВКИ УСКОРЕННОГО ТВЕРДЕНИЯ
БЕТОНА НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
В настоящее время в промышленности сборного же-
лезобетона ряд заводов работает по конвейерной техно-
логической схеме производства. На этих заводах тепло-
вая обработка железобетонных изделий производится в
установках непрерывного действия. К ним относятся:
туннельные многоярусные и одноярусные камеры, щеле-
вые камеры, вертикальные камеры и прокатные станы.
В зависимости от технологической схемы, объема про-
изводства и типа выпускаемых изделий применяется та
или иная установка.
1. ТУННЕЛЬНЫЕ КАМЕРЫ НЕПРЕРЫВНОГО
ДЕЙСТВИЯ С ПАРОНАГРЕВОМ
Эти камеры выполняются многоярусными и одно-
ярусными. Многоярусные камеры обычно бывают трех-,
пяти- и шестиярусными. Одноярусные камеры, в кото-
рых высота в 4—6 раз меньше ширины, называются ще-
левыми. Туннельная камера непрерывного действия пред-
ставляет собой горизонтальный туннель, в котором по
рельсовому пути движутся вагонетки с изделиями. За-
грузка камеры происходит с одного конца, выгрузка —
с другого. Так как работа конвейера носит «пульсирую-
щий» характер, то соответственно этому подача изделий
в камеру происходит по «пульсирующему» режиму.
Вагонетка с изделием, поступающая в камеру, зани-
мает определенную позицию (пост), на которой она на-
ходится более или менее продолжительное время в за-
висимости от принятого ритма подачи изделий в камеру.
Загрузка и выгрузка изделий осуществляются подъем-
никами, снижателями, портальными кранами, установ-
ленными на противоположных концах камеры и снабжен-
192
мыми толкателями-обеспечивающими передвижение ва-
гонетки от одного поста к другому. Загрузка и выгрузка
происходят одновременно: при поступлении вагонетки с
изделием на соответствующий ярус весь поезд передви-
гается на один пост, и с противоположного конца этого
яруса выходит вагонетка на платформу портального
крана.
Длина камер непрерывного действия определяется
производительностью конвейе-
ров, количеством ярусов, чис-
лом изделий, укладываемых
на вагонетки, и продолжитель-
ностью цикла тепловой об-
работки. 'В настоящее время
па заводах находятся в'эксплу-
атации туннельные камеры не-
прерывного действия, в кото-
рых имеются три зоны: подо-
грева, изотермического нагре-
ва и охлаждения.
На рис. 63 и 64 даны схемы
систем отопительно-циркуляци-
онных I и II и теплоснабжения
трехъярусной камеры непре-
рывного действия, имеющей
длину 127,4, ширину 5,5 и вы-
соту 3,3 м. В системе I воздух
засасывается из середины зоны
подогрева вентилятором ЦЧ-70
№ 10 через заборные отвер-
стия, расположенные по бокам
камеры, и подается по воздухо-
водам прямоугольного сечения
в начало и конец зоны подогр'е-
ва. При движении в начала зо-
ны подогрева воздух проходит
через 4 калорифера КФБ-11,
нагревается в них до НО—
115° С и подается в камеру че-
рез короба равномерной разда-
чи воздуха по сечению камеры
на расстоянии 7,5 м от входа.
Таким образом, на первом по-
сту происходит предваритель-
ная выдержка изделий перед тепловой обработкой.
13-894
193
____При движении r конец зоны подогрева воздух про-
ходит также через 4 калорифера КФБ-11, нагревается
в них до НО—115° С и подается в камеру через короба
равномерной раздачи воздуха, расположенные на рас-
стоянии 45 см от торца. Зона подогрева камеры занима-
ет, таким образом, 37,5 м, т. е. 5 постов.
Отопительно-циркуляционная система II расположе-
на в зоне охлаждения. Воздух засасывается из камеры
вентилятором ЦЧ-70 № 8 через заборные отверстия, рас-
положенные на уровне вагонеток 1-го яруса по бокам
камеры на расстоянии 15 м от торца со стороны выхода
вагонеток. Далее он проходит через 4 калорифера
КФБ-11, где, нагреваясь до 90—110° С, поступает в ка-
меру через короба равномерной раздачи, расположенные
на расстоянии 26 м от торца.
Зона изотермического нагрева, таким образом, зани-
мает 56,3 м. Калориферы обеих отопительно-циркуля-
ционных систем снабжаются паром по одной и той же
схеме. На конденсатопроводе от каждой пары калори-
феров установлены подпорные шайбы, конденсат от
каждой из трех групп калориферов (по 4 шт. в каждой)
поступает в общий конденсатопровод и оттуда — в ко-
тельную.
Теплоснабжение камеры (рис. 64) осуществляется
с помощью регистров и перфорированных труб, через
которые поступает острый пар. Регистры, лежащие на
полу камеры, занимают почти всю ее длину, за исключе-
нием участка в зоне охлаждения длиной 20 м от торца
со стороны выдачи. Всего в камере 36 регистров, кото-
рые расположены попарно (18 пар). Каждый из регист-
ров состоит из 15 труб диаметром 3", длиной 5 м. Эти
трубы присоединены к коллектору диаметром 4". Восем-
надцать пар регистров разбиты на три группы по 12 ре-
гистров в каждой. Пар в регистры поступает из общего
паропровода на все камеры. На паропроводах к отдель-
ным группам регистров установлены вентили для регу-
лирования подачи пара в них. Каждая из трех групп
регистров имеет свой конденсатопровод с подпорной шай-
бой. Все три конденсатопровода выходят к торцу каме-
ры со стороны подачи, где объединяются в один, на кото-
ром установлен конденсационный горшок. Через него
конденсат от регистров поступает в общий конденсато-
провод.
Острый пар в камеру подается только в двух местах:
194
и начале зоны подогрева и в крипе зоны изотермической
выдержки. Перфорированные трубы в обоих случаях
расположены вблизи коробов равномерной раздачи воз-
духа воздушных завес для интенсивного перемешива-
Рис. 64. Схема теплоснабжения трехъярусной камеры
I регистры; 2 — калориферы; 3— магистральный паропровод; 4 ~ коиденса-
топровод; 5 — паропровод острого пара
пня с горячим воздухом и более равномерного распре-
деления паровоздушной смеси внутри камеры.
Па рис. 65 и 66 показано распределение температуры
п относительной влажности среды в камере по ярусам
и постам (по длине камеры L): до 5-го поста (на рас-
стоянии 35 м от входа в камеры) температура среды
химеры значительно отличается по ярусам. Например,
пи 2-м посту 1-го яруса температура среды равна
23" С, в то время как на этом же посту 3-го яруса она
рннна 55°С. От 5-го до 12-го поста температура среды
в камере по постам и ярусам меняется незначительно.
После 12-го поста температуры среды на 1-м и 2-м яру-
гах резко снижаются, и на 16-м посту, т. е. на расстоянии
7,Г> м от выхода камеры, снижается до 30—35° С. Темпе-
ратура же среды на 3-м ярусе практически мало меняет-
ся, и па 16-м посту примерно равна 60° G.
13*
195
_________Такое распределение температуры среды объясняется
тем, что паровоздушная смесь, имеющая температуру
выше температуры воздуха, окружающего камеру (тем-
Рис. 65. Распределение температур в туннель-
ной камере непрерывного действия по постам
и ярусам
/—3_ номера ярусов
Рис. 66. Распределение относительных влажно-
стей в туннельной камере непрерывного дейст-
вия по постам и ярусам (/, 2 и 3)
часть торцов камеры. Одновременно через нижнюю часть
торцов камеры в нее всасывается такое же количество
холодного воздуха, снижающего температуру среды
нижних ярусов.
Относительная влажность среды камеры, как это
следует из кривых рис. 66, также заметно меняется по
ярусам: в первом ярусе она в среднем равна 50%, а в
196
третьем — 20 %\ Основным недостатком многоярусных
туннельных камер являются большие потери тепла через
торцы камеры, вызванные естественной циркуляцией
воздуха в них, возникающей под действием разности тем-
ператур внутри камеры и цеха, Циркулирующий воздух
уносит из камеры много тепла и влаги, что, с одной сто-
роны, не дает возможности создать необходимый тепло-
влажностный режим, с другой — приводит к недопусти-
мому увеличению влажности воздуха в цехе. Поэтому
при проектировании туннельной камеры непрерывного
действия и разработке схемы теплоснабжения особое
внимание нужно обратить на герметизацию торцов путем
устройства штор, воздушных завес и т. п.
Расход тепла на тепловую обработку в многоярусных
туннельных камерах непрерывного действия зависит от
многих факторов (степени герметизации торцов и ограж-
дений камер, температуры изотермического нагрева из-
делий и др.). Поэтому даже в однотипных камерах он
меняется в широких пределах. В качестве примера рас-
хода ^епла по отдельным статьям приведена табл. 22,
полученная по данным испытаний трехъярусной туннель-
ной камеры Краснопресненского завода железобетонных
конструкций № 1 Главмосстроя. Производительность ка-
меры 6,6 ж3/ч.
Таблица 22
Расход тепла в трехъярусной туннельной камере
(температура изотермического прогрева 85° С)
Статья расхода Количество тепла
в ккал/ч в %
Нагрев бетонной смеси 136 000 9,3
Нагрев металла форм и вагонеток .... 354 000 24,2
Тепло, уходящее через торцы камеры . . . 716 000 49
Тсплопотери ограждениями камеры . . 210 000 14,3
Неучтенные теплопотери 49 000 3,2
Итого 1 465 000 100
Как видно из приведенной таблицы, почти 50% под-
веденного тепла уходит через торцы камеры. Удельный
расход тепла на тепловую обработку бетона в этой ка-
мере составил:
Qvn = IjgOOO ==222000 ккал/м5 (920.10з
197
Или при /,-, = 540 /</<пл/кг удельный расход пара
„ 222 000 , ,
<7=-------= 412 кг м8.
™ 540 '
2. ЩЕЛЕВЫЕ КАМЕРЫ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
С ПАРОНАГРЕВОМ И ЭЛЕКТРОНАГРЕВОМ
Туннельные многоярусные камеры непрерывного дей-
ствия оказались малоэффективными из-за больших тор-
Наеистральный пдропроОоЯ
Г- ПароВой стояк9 мцшп ifr Перфорирования труба
1 1 f 1 Й хггт, а^’нтрммнаюж-
Вом стояке
От торца со сто- ПароВой стояк
¥ От торца со сто-
роны Mow J5m
Рис. 68. Температуры среды и изделия в щелевой
камере при <р = 100%
1 — температура среды; 2, 3, 4 — соответственно темпера-
туры верха середины н низа изделия. На схеме показано
расположение соответствующих термопар
цовых теплопотерь, которые приводили к удлинению
цикла'тепловой обработки и.увеличению удельных рас-
ходов пара на нее. Переход на щелевые камеры непре-
198
рывного действия, имрюшир небольшую—высоту, значи-
тельно снизил эти потери, что повысило технико-эконо-
мическую эффективность тепловой обработки. Такие
камеры с паронагревом в настоящее время эксплуати-
руются на заводах железобетонных изделий Главмос-
промстройматериалов и др.
Типичной щелевой камерой непрерывного действия
с паронагревом является камера Краснопресненского
завода железобетонных конструкций № 1. Она представ-
ляет собой туннель длиной в 127,3, шириной 4,9 и вы-
сотой 1,17 м. Оба торца камеры закрыты механическими
шторами. Изделия в формах помещаются на вагонетки,
которые периодически передвигаются внутри камеры по
рельсовому пути по мере заталкивания в нее очередной
вагонетки с изделиями. Камера имеет 17 постов, т. е.
в пей одновременно могут помещаться 17 вагонеток.
Схема пароснабжения представлена на рис. 67. Как
видно из схемы, первый стояк острого пара находится
на расстоянии 24 м от загрузочного торца, а последний —
на расстоянии 35 м от выгрузочного. Таким образом,
н первом приближении можно считать, что зона подо-
грева имеет длину 24 м, зона изотермического прогре-
ва - 68 м и зона охлаждения — 35 м. На рис. 68 при-
ведены кривые изменения температуры среды изделия
По постам камеры. Изделие представляет собой много-
июйпую панель (облицовка из метлахской плитки, бе-
тон толщиной 4 см, утеплитель— стиропор, минеральная
пита, пенокералит и раствор — фактурный слой в 2 см).
Продолжительность тепловой обработки 8 ч. Удельный
расход пара на тепловую обработку составляет 300—
.450 кг]м\ или, принимая 7п=540 ккал/кг, 162 000 —
18!) 000 ккал[м3.
На Бескудниковском керамическом заводе и на ком-
бинате ЖБК-2 Главмоспромстройматериалов в настоя-
щее время находятся в эксплуатации щелевые камеры
с трубчатыми электронагревателями (ТЭНами) для теп-
ловой обработки керамзитобетонных изделий. На рис. 69
представлена щелевая камера двухъярусного конвейера
Бескудниковского керамического завода. Эта камера
представляет собой туннель длиной 92,8, шириной 7,54
п высотой 1 м в свету. Поверхность перекрытия камеры
поапышается над поверхностью пола на 50—60 см, так
что основная часть заглублена в грунт. Формующее
оборудование находится на перекрытии камеры. Техно-
199
200
логия производства панелей при этом следующая: после
распалубки изделий формы, расположенные на вагонет-
ках, очищаются и подвергаются смазке. Далее они дви-
жутся при помощи толкателя к посту укладки арматуры.
Продвигаясь по перекрытию камеры, формы заполняют-
ся последовательно: слоем раствора, слоем керамзито-
бстона и снова слоем раствора (фактурного). Затироч-
ная машина выравнивает поверхность изделия, после
чего оно поступает в камеру для тепловой обработки.
Заполненная изделиями вагонетка выталкивается толка-
телем на стол-снижатель, который опускает ее до уров-
ня рельсов щелевой камеры. Затем другой толкатель,
смонтированный на столе-снижателе, заталкивает ваго-
нетку в камеру, продвигая при этом весь ряд находя-
щихся в ней вагонеток и выталкивая соответственно из
нее одну вагонетку. В камере размещается 27 вагоне-
ток длиной 3,43 м и шириной 7,265 м каждая. Вагонет-
ки последовательно проходят-зоны подогрева, изотерми-
ческой выдержки и охлаждения. Время пребывания из-
делий в каждой из этих зон можно изменять путем
изменения длины зон включением или выключением не-
обходимого количества блоков ТЭНов.
По выходе из камеры вагонетка с изделиями по-
падает на стол-подъемник, который поднимает ее и вы-
талкивает с помощью толкателя на перекрытие камеры.
Здесь изделия извлекаются из форм и при помощи крана
перемещаются к месту их доводки до полной заводской
готовности.
ТЭНы, подогревающие воздух и изделия в результа-
те инфракрасного излучения, собраны в блоки, располо-
женные на полу камеры между рельсами. Всего в каме-
ре 12 блоков ТЭНов, которые размещены на расстоянии
Г>,Г> м от загрузочного торца со стороны подачи изделий
и па расстоянии 19 м от торца со стороны их выдачи.
ТЭНы присоединены к электросети напряжением 380 в.
11оддержание нужного теплового режима камеры
осуществляется вручную.
Камера имеет три вентиляционные системы ВС-1;
ВС-2; ВС-3, из которых система ВС-2 является рецирку-
ляционной, а остальные служат для отсоса воздуха из
камеры.
На рис. 70 представлено распределение температуры
среды / и центра изделия 2, а также относительной влаж-
ности среды 3 по постам, т. е. по длине камеры. Как
201
видно из рисунка, температурная кривая 1 имеет два
максимума. Это объясняется тем, что в этом месте ка-
меры были включены соответствующие блоки ТЭНов.
Не было бы таких пиков лишь в том случае, если бы бы-
ли включены все блоки ТЭНов. Но тогда температура
Рис. 70. Изменение температуры и относительной влажности среды,
а также температуры центра панели в щелевой камере с электрона-
гревом (по данным ВНИИЖелезобетона)
Относительная влажность среды в начале и в конце
камеры (кривая 3) равна 100%, а на участке от 9-го до
20-го поста она составляет всего 5—8%. При такой низ-
кой относительной влажности среды происходит интен-
сивная сушка керамзитобетонных изделий. Кривая 2
характеризует изменение температуры центра панели,
находящейся в указанных температурно-влажностных
условиях. Как видно из приведенной кривой, температу-
ра центра панели растет очень медленно и только после
20 ч пребывания в камере достигает 88° С. Наличие макси-
мумов температур среды почти совсем не отражается на
температуре центра панели. Отсюда можно сделать вы-
вод, что даже при относительно высокой температуре
среды и малой относительной ее влажности керамзито-
бетон разогревается очень медленно и при тепловой обра-
202
ботке его можно подвергать действию еще более высо-
ких температур.
При исследовании режимов тепловой обработки опре-
делялась конечная влажность панелей. В табл. 23 пред-
ставлены результаты нескольких испытаний.
Данные, приведенные в табл. 23, соответствуют бе-
тону следующего состава на 1 ж3: цемента — 200 кг-,
песка — 230 кг; керамзита — 485 кг; воздухововлекаю-
щей добавки ЦНИПС—8 кг; воды 175 кг. Из таблицы
видно, что начальная и конечная влажность панелей,
подвергшихся тепловой обработке в щелевой камере
с электронагревом, в среднем соответственно составляет
19,2 и 11%. Причем чем выше начальная влажность па-
нели, тем выше и конечная.
В среднем количество испаренной воды составляет
67,1 кг!я?. На протяжении теплотехнических исследова-
ний работы камеры определялись также следующие па-
ра метры; прочность образцов, которая находилась все
время в пределах 80—90% от марочной; производи-
тельность вентиляционных систем; теплопотери ограж-
дениями камеры и расход электроэнергии на тепловую
обраоотку изделий. На основании полученных экспери-
203
Таблица 24
Тепловой баланс щелевой камеры с электронагревом
Статьи прихода квтх Хч/м3 Статьи расхода квт-ч/м3 %
Фактические затраты электроэнергии на тепловую обработку 1 м3 бетона • . . . 106 Испарение влаги 36,4 32
Нагрев бетона 27,16 24,1
Нагрев металла 22,5 20
Экзотермия цемента 7 Потери тепла с от- сосом воздуха из ка- меры 15,8 14
Потери тепла ог- раждениями .... 3,55 3,15
Неучтенные тепло- потери ....... 7,6 6,75
Итого ... 113 Итого . . . 113 100
ментальных данных были составлены тепловые балансы
камеры по данным нескольких испытаний (табл. 24).
Как видно из этой таблицы, расход тепла на разогрев
бетона составляет всего 24,1%, в то время как 32% ухо-
дит на испарение влаги. Много тепла (20%) затрачи-
вается также на разогрев металла вагонеток и форм.
Таблица 25
Удельный расход электроэнергии на тепловую обработку
керамзитобетона в щелевой камере
Средний часовой рас- ход электроэнергии в кет • ч 436,4 434 458,7 430 416,3 337
Производительность камеры в .мэ/ч .... 3,98 4,16 4,32 4,17 3,8 3,68
Удельный расход элек- троэнергии в кет • ч/м3. ПО 104 106 103 109,5 92
204
В табл. 25 приведены данные по удельному расходу
(лектроэнергии на тепловую обработку керамзитобетона.
Средний удельный расход электроэнергии на тепло-
вую обработку керамзитобетона составляет 104 кет- ч/м3.
Эта величина была получена при неполной загрузке ка-
меры. При полной загрузке она будет несколько меньше,
порядка 90 кет - ч/м3.
Как видно из теплового баланса, на испарение влаги
in бетона затрачивается около 36 квт-ч электроэнергии,
при этом панели на выходе из камеры имеют влажность
10—11%. При пропаривании керамзитобетонных пане-
лей их окончательная влажность составляет 18—20%.
11оэтому такие панели в течение нескольких лет будут
иметь меньшее термическое сопротивление, чем панели,
прошедшие тепловую обработку в камерах с электрона-
। ревом. Высокая влажность стеновых панелей приводит
к перерасходу тепла на отопление и ухудшает санитарно-
гигиенические условия жилья.
Щелевая камера КЖБК № 2 предназначена для
тепловой обработки панелей из керамзитобетона марки
100 объемным весом 1200 кг/м3, размером 4780Х2780Х
•<100 мм для 5- и 9-этажных жилых зданий. Установка
состоит из двух камер: форкамеры длиной 18,1 м и основ-
ной - длиной 90,6 м, в которых соответственно разме-
щаются 3 и 15 вагонеток с изделиями. В форкамере про-
исходит предварительная тепловая обработка изделий
при температуре 50—60° С. Между форкамерой и основ-
ной камерой имеются два поста для отделки поверхно-
< Hi изделий после предварительной тепловой обработки.
< д"кч1пе основной камеры в свету имеет ширину 3,7 и
высоту 1 м. Ограждающие конструкции — из железобе-
1ОЦПЫХ блоков, утепленных пеностеклом. Торцы камеры
шкрыты металлическими утепленными заслонками.
Основная камера разделена на 5 температурных зон
датчиком температуры в каждой; форкамера также
имеет датчик температуры. ТЭНы расположены над
псрхпсй поверхностью изделий сбоку и под вагонетками.
Питание ТЭНов производится от электросети напряже-
нием 380 в. Суммарная мощность ТЭНов основной каме-
ры составляет 1000 кет.
Управление нагревом каждой зоны камеры произво-
питея автоматически.
Кинетика нагрева изделий в камере КЖКБ № 2
приведена на рис. 71. Керамзитобетонные изделия в та-
205
кой камере нагреваются значительно быстрее, чем в ка-
мере Бескудниковского керамического завода. Объяс-
няется это значительно более равномерным облучением
Рис. 71. Кинетика нагрева изделий в щеле-
вой камере с электронагревом КЖБК № 2
/ — температура среды; 2 — температура верхней
поверхности панели; 3 — температура нижней по-
верхности панели; 4 — температура центра панели
изделий инфракрасными лучами (ТЭНы облучают изде-
лия со всех сторон), а также значительно более высокой
средней за весь цикл тепловой обработки температурой
воздуха в камере. Однако и в этой камере разогрев бе-
тона происходит довольно медленно и температура его
в центре изделия после 7 ч прогрева достигает только
62° С. Удельный расход электроэнергии на тепловую об-
работку керамзитобетонных изделий в камере КЖБК
№ 2 на 5—7% меньше, чем в камере Бескудниковского
керамического завода. Это обусловлено применением не-
медленной распалубки изделий, благодаря которой
уменьшается количество металла, поступающего в каме-
206
РУ, а следовательно, и расход электроэнергии—на—его
нагрев.
3. ВЕРТИКАЛЬНЫЕ КАМЕРЫ
НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
В последнее время на заводах сборного железобето-
на стали применяться установки непрерывного действия
для тепловой обработки железобетонных изделий, ли-
шенные в той или иной мере недостатков многоярусных
камер непрерывного действия. Одной из таких устано-
вок является вертикальная камера, или камера башен-
ного типа непрерывного действия, схема которой была
предложена проф. Л. А. Семеновым.
Впервые такая камера была построена по проекту
( КВ «Оргтехстрой» Ленинградского совнархоза на
ДСК-5 Главленинградстроя (г. Колпино Ленинградской
огм|.). В настоящее время вертикальные камеры эксплуа-
тируются в г. Заволжске, на ДСК-2 Главленинградстроя,
пп ДСК-1 Главмосстроя и находятся в процессе монта-
жа па ряде других заводов. Вертикальная камера ДСК-5
Главленинградстроя представляет собой прямоугольное
строение с внутренними размерами в плане 15,75x5,1 м,
высотой 8,9 м с глухими стенками и перекрытием из же-
лезобетона.
Для уменьшения теплопотерь через ограждающие
конструкции камера снаружи покрыта асбестоцемент-
ными плитками. Внизу имеется проем высотой в 1 и ши-
риной в 5,1 ж для загрузки формовагонеток 3X6 м с из-
делиями. Выгрузка их производится через боковой про-
ем высотой 1 и шириной 7,5 м. Пар в камеру подается
через перфорированное кольцо с отверстиями диаметром
I мм, расположенное в верхней части камеры.
Давление пара на вводе в камеру регулирует регуля-
тор давления «после себя». Регулировка теплового ре-
жима производится только изменением подачи пара
в нее, вследствие чего изменяется высота границы па-
роноп зоны.
Внутри камеры смонтированы механизмы транспор-
।пронация, обеспечивающие через каждые 11 мин подъ-
ем форм в верхнее положение, передвижение их по го-
ри юптали и опускание форм вниз, где они садятся на
передаточную тележку и вывозятся из камеры.
207
Общий вид вертикальной камеры типа ДС'К-5 прсд-
ставлен на рис. 72.
На ДСК-2 Главленинградстроя находятся в эксплуа-
тации две конвейерные технологические линии с верти-
кальными камерами ускоренного твердения по изготов-
лению керамзитобетонных наружных стеновых панелей
Рис. 72. Общий вид вертикальной камеры типа ДСК-5 Главлении-
градстроя
и железобетонных кровельных плит. Общий вид и схема
одной из этих линий приведены на рис. 73 и 74.
Камеры (рис. 74 и 75) представляют собой прямо-
угольное строение с размерами в плане: камера № 1 —
32,4X5,3X5,7 ж; камера № 2 — 16,4X5,74X5,47 м. Сте-
ны камеры толщиной 220 мм выполнены из монолитно-
го железобетона, снаружи покрыты теплоизоляционным
слоем из минеральной ваты и оштукатурены асбозу-
ритом.
Перекрытие камер состоит из разъемных металличе-
ских крышек, заполненных теплоизоляционным материа-
лом. Загрузка и выгрузка форм с изделиями производит-
ся через проемы в торцовых сторонах камеры.
Камера № 1 оборудована четырьмя гидроподъемни-
ками, два из них установлены в подъемной части и два —
в спускной. Такое решение обусловлено малой высотой
208
Рис. 73. Общий вид конвейерной технологической линии с вертикальной камерой
ДСК-2 Главленинградстроя
14-894
здания, не позволяющей разместить 24 формы в две сто-
пы. Количество форм, одновременно находящихся в ка-
мере, определено циклом конвейера в 21—22 мин и вре-
менем тепловой обработки 8—9 ч.
Рис. 74. Схема конвейерной технологической линии по изготов-
лению наружных стеновых панелей с вертикальной камерой
на ДСК-2 Главленинградстроя
/ — пост очистки и смазки форм; 2 — укладка керамической плитки;
3 — установка арматуры; 4 — укладка и уплотнение бетона; 5—пост за-
глаживания; 6 — самоходная тележка; 7 — вертикальная камера;
8 — формы с изделиями; 9 — гидроподъемники; 10 — передаточная те-
лежка; // — распалубка; 12 — рольганг
Камера № 2 оборудована двумя гидроподъемника-
ми: один в подъемной части, другой — в спускной. Од-
новременно в ней находятся 14 форм с изделиями.
Продолжительность тепловой обработки составляет 10—
12 ч, что соответствует циклу в 45—50 мин.
Гидроподъемник состоит из следующих элементов:
стола, двух направляющих колонн, плунжерного гидро-
цилиндра, отсекателей и гидропривода.
Перенос форм из подъемной части камеры в спуск-
ную осуществляется передаточной тележкой. Рама те-
лежки выполнена в виде портала, на опорных балках
которого имеются четыре жестких консоли, служащие
опорой лап формы. В движение тележки приводятся ка-
натом от лебедки, установленной вне камеры. Как вид-
но, механизмы передвижения форм по камере на ДСК-2
значительно проще, чем на ДСК-5, что увеличивает на-
дежность эксплуатации камер.
210
Схема пароснабжения камер показана на рис. 7bT
Пар из котельной с давлением 2,5—3 ат поступает че-
рез распределительную гребенку цеха, на которой уста-
новлен регулятор прямого действия, регулирующий дав-
5,3м
Рис. 75. Поперечный разрез камеры
1— железобетонная стена камеры; 2 — теплоизоляцион-
ный слой; 3—крышка камеры; 4 — формы с изделиями;
5 — передаточная тележка; 6 — паропровод; 7—рольганг;
8 — стол гидроподъемника; 9 — плунжерный цилиндр;
10 — направляющие колонны; // — отсекатель'. 12— тран-
шея для конденсата
Лсппе пара «после себя». От этой гребенки пар с давле-
нием 1,8—2 ат идет к установкам цеха. Паропроводы
для подачи пара в вертикальные камеры идут от основ-
ного паропровода цеха на паровые гребенки вертикаль-
ных камер, на которых смонтирована редукционно-охла-
дительная установка РОУ. Эта установка состоит: из
регулятора давления прямого действия «после себя»
II
211
типа 25ч ЮНЖ;регулятора температуры прямого дейст-
вия типа РПД, предназначенного для регулирования
температуры воды, РОУ для увлажнения перегретого па-
ра в случае его поступления в камеру, и исполнительно-
го механизма. Подача пара в камеру производится че-
рез перфорированное кольцо и автоматически регулиру-
Рис. 76. Схема пароснабжения вертикальных камер ДСК-2 Глав-
леиинградстроя
1 — паропровод; 2 — измерительная диафрагма; 3 — регулятор давления
пара (РД); 4 — импульсная трубка РД; 5 — сигара РОУ; 6 — регулятор по-
дачи пара; 7 — водопровод; S — регулятор температуры РПД; 9 — импульс-
ная трубка РПД; /« — перфорированный паропровод в камере; //—мано-
метры
ется при помощи клапана с исполнительным механизмом,
установленного на паропроводе перед камерой. Для
контроля давления пара в паропроводе установлены ма-
нометры.
Температура среды в камерах замеряется термомет-
рами сопротивления, показания которых передаются на
самопишущий мост. Термометры установлены в 4 точ-
ках по высоте камеры в трех ее сечениях (начале, сере-
дине и конце). Контроль температуры в камере осуществ-
ляется 12-точечным электронным мостом. Регулирова-
ние границы паровоздушной зоны в камере ведется по
термометрам сопротивления, установленным в среднем
сечении камеры. Термометры передают команду на кла-
пан исполнительного механизма регулятора подачи пара.
В камере № 1 подвергаются тепловой обработке на-
ружные стеновые панели из керамзитобетона типов
СН-204В, СН-208В и СН-214. Эти панели формуются
в металлических формах лицевой поверхностью вниз.
Камера № 2 предназначена для изделий из тяжелого
212
бетона--кровельных плит П-1В и П-1Н, размером
4944x3154x170 (30) мм. Кроме этих изделий в камере
№ 2 одновременно находятся изделия типов П-2ЛН и
11-2ЛВ-5. Изделия формуются в металлических формах;
высота формы 530 мм, вес 7000 кг.
Рис. 77. Распределение температур по толщине изделия и по
постам камеры
I-VI посты — подъемная часть камеры; VIII—XII — спускная часть
Форма, поступая в подъемную часть камеры, посте-
пенно перемещается вверх, затем передвигается пере-
даточной тележкой в спускную часть и постепенно пере-
мещается вниз. Формы подаются в камеру и выталки-
ваются из нее толкателями по рельгангу через открытые
проемы в торцах камеры. Механизмы камеры работают
иптоматически в определенной последовательности. По
окончании цикла тепловой обработки форма с издели-
ем выходит из камеры и поступает на пост распалубки.
Институтом ВНИИЖелезобетон совместно с ДСК-2
Главлспинградстроя производились исследования тепло-
вой обработки изделий из тяжелого бетона и керамзито-
бетопа. На рис. 77 показан график разогрева изделий
Il-IlJ из тяжелого бетона следующего состава: цемент
Пикплсвского завода марки 400—450 кг/м3, щебень —
1100 кг/мл, песок—1150 кг/м3 и вода — 135 л; В/Ц—0,3.
213
Марка бетона 300 кГ/смг. Осадка стандартного конуса
равнялась 3—5 см. Цикл тепловой обработки изделий
составил 10 ч. На графике даны кривые изменения тем-
ператур по толщине изделия при движении его по постам
камеры. Перепад температур между открытой поверх-
ностью изделия и средним сечением ребра в период на-
грева его в подъемной части камеры составляет 3—8°,
а между средним сечением плоскости и открытой поверх-
ностью — 2—3°.
Как видно из рис. 82, температура изделия в зоне
подогрева (посты I—IV) возрастает незначительно и со-
ставляет 5—8° в час. Начиная с поста V температура
резко повышается, скорость подъема температуры 15—
25° в час. Максимальная температура изделия достигает-
ся на посту VII и равна 90° С в зоне изотермической вы-
держки, где она выравнивается по сечению изделия.
В понизительной части камеры изделие начинает охлаж-
даться и температура центра его на выходе из
камеры равна 50° С, а открытой поверхности 34° С.
Таким образом, изделия по выходе из камеры имеют
достаточно низкую температуру, что уменьшает возмож-
ность появления трещин.
Средняя прочность изделий после тепловой обработ-
ки равна 235 кГ)см2, что составляет 81,5% проектной
прочности.
По сравнению с существующими камерами непре-
рывного действия туннельного типа площадь, занимае-
мая вертикальной камерой ускоренного твердения, в 4—
5 раз меньше и расход пара на тепловую обработку 1 ж3
изделия в плотном теле в 3—4 раза меньше (120—
130 кг).
4. ВИБРОПРОКАТНЫЕ СТАНЫ
Вибропрокатные станы представляют собой установ-
ки непрерывного действия для формования и тепловой
обработки бетонных и железобетонных изделий. Наи-
большее распространение в промышленности сборного
железобетона получили вибропрокатные станы конст-
рукции инж. Н. Я. Козлова. Общий вид и конструктив-
ные элементы такого стана представлены на рис. 78.
Конвейер прокатного стана является одновременно фор-
мующей лентой, на которой в процессе ее движения вы-
полняются все основные технологические операции —
214
Схема noBboBa пара
215
укладка арматурных каркасов,___формование___и__калиб-
ровка изделий, тепловая обработка их и распалубка.
Формующая лента состоит из отдельных стальных по-
перечных звеньев, собранных вплотную друг к другу на
тяговых цепях. При переходе на другой тип изделия
требуется замена формующей ленты. Изделия формуют-
ся из бетона со щебнем мелкой фракции (3—10 мм), из
песчаных бетонов и бетонов на легких заполнителях.
В приемной части стана на очищенную и смазанную фор-
мующую ленту укладывают арматурные каркасы и щит-
ки, образующие контур будущего изделия.
Бетонная смесь с малым содержанием воды (ВЩ —
= 0,35 : 0,4) приготовляется в бетоносмесителе непре-
рывного действия, установленном на формовочном агре-
гате стана. Готовая смесь выдается в приемное устрой-
ство со шнеком для распределения ровным слоем по
ширине формующей ленты. Одновременно с укладкой
бетона вибробалка, расположенная под формующей лен-
той, уплотняет бетон. Окончательно отформованное из-
делие поступает в зону тепловой обработки под накрыв-
ную ленту, создающую некоторый пригруз на по-
верхность изделий. Тепловая обработка изделий
производится насыщенным паром. Пар подается под
формовочную ленту стана и в щелевую камеру длиной
47 м.
Распределение температуры паровоздушной среды по
длине камеры показано на рис. 79, где приведены кри-
вые изменения температуры паровоздушной среды по
длине камеры в течение 2—3 суток. Из этих кривых вид-
но, что распределение температур по длине камеры прак-
тически не зависит от времени. На протяжении пример-
но 35 м она равна 92—97° С. В конце камеры, где уста-
новлен вентилятор, она резко падает, что вызвано отсо-
сом паровоздушной смеси. Кривые изменения темпера-
туры панели по толщине показаны на рис. 80. Из этих
кривых видно, что наиболее быстро прогревается низ
изделий, так как пар подается под формующую лен-
ту. Середина панели, как и следовало ожидать, про-
гревается медленнее, чем низ и верх. Примерно через
2,5 ч панель прогревается полностью до температуры
98—100° С.
В ранних конструкциях прокатного стана (БПС-3,
БПС-4) панели прогревались только через формующую
ленту и пропарочная камера отсутствовала. На таких
216
станах удельный расход
пара на тепловую обра-
ботку 1 Л13 бетона состав-
лял 700—900 кг!м3. При-
менение закрытой щеле-
вой камеры в станах
1Л1С-6 позволяет сокра-
тить удельный расход па-
ра до 350—300 кг)м3. Кро-
ме того, применение ще-
левой камеры позволяет
отказаться и от дорого-
егоящей накрывной лен-
1ы, которая в станах
1>11(3-6 выполняет только
функции пригруза. При
правильном подборе ре-
жима тепловой обработки
бетона можно и без при-
ipyia получить изделия
хорошего качества. На
прокатном стане изготов-
ляются панели с макси-
Рис. 80. Изменение температуры
изделия по толщине на прокатном
стане
1, 2, 3—температура соответственно
низа, верха н середины изделия
217
мальными размерами 3,4X12X0,35 м. Согласно проект-
ным данным, скорость формующей ленты может изме-
няться до 50 ж/ч, однако при эксплуатации стана эта ско-
рость не превышает 30 ж/ч; при этом производительность
стана составляет 100 м21ч.
Опыт показал, что вибропрокатная технология обла-
дает рядом достоинств. В установке удачно совмеще-
ны формование, прогрев и распалубка изделий, отсут-
ствуют формы, применен интенсифицированный режим
тепловой обработки, созданы максимальные возможности
механизации и автоматизации производства.
Однако при эксплуатации станов выявлены техноло-
гические и конструктивные недостатки. Для изготовле-
ния изделий на вибропрокатном стане применяются мел-
козернистые бетоны, что вызывает большой расход вы-
сокомарочных цементов. Это увеличивает количество
усадочных трещин и снижает долговечность изделий.
Расход цемента повышается также из-за ускоренного
режима тепловой обработки изделий, при котором не
используется полностью активность цементов.
Конструкция формующей ленты стана не обеспечи-
вает изготовления различных типов изделий, поэтому
при переходе на новый тип требуется замена формую-
щей ленты, стоимость которой составляет до 30% стои-
мости стана. Кроме того, большое количество звеньев,
сопряжений, шарниров усложняет эксплуатацию ленты.
Загрязнение направляющих приводит к неравномер-
ному движению формующей ленты, что является одной
из причин образования трещин в изделиях.
5. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
КАМЕР НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
Если задано изменение температуры паровоздушной
среды по зонам камеры, то, пренебрегая потерей тепла
на испарение, которое очень невелико при правильно
спроектированных камерах, можно по формулам и номо-
граммам главы 3 подсчитать, как меняется температура
изделия в различных зонах камеры. Этот расчет позво-
лит определить оптимальный режим тепловой обработки
изделий.
Основные геометрические параметры камеры опре-
деляются следующим образом. Если камера должна
иметь производительность N4 изделий в час, а общая
218
длительность тепловой обработки составляет т ч, то ко-
личество изделий, размещаемых в камере, составит:
М = Мчт- (6.1)
11 ричем
Т = Т1 + Т2 + Тз,
где Ti, т2 и Та — продолжительность соответственно разогрева, изо-
термической выдержки и охлаждения изделий в ч.
Габаритные размеры камеры должны выбираться на
основании числа ярусов и размеров форм-вагонеток.
Рабочая длина камеры определяется из уравнения
/= —/ф, (6.2)
п
тс п — число ярусов; /ф — длина формы-вагонетки в м.
Высота камеры
Н = h(h + а) — а + + Ь2, (6.3)
I де ft — высота одной формы-вагонетки с изделиями в ж; а —
свободный промежуток по высоте камеры между формами в ж;
/)|, &2-—соответственно расстояние рельсового пути нижнего
яруса от пола камеры и расстояние верхней поверхности изде-
лия, находящегося на вагонетке верхнего яруса, от перекрытия.
Ширина камеры Ь определяется шириной формы ва-
гонетки С] плюс допустимые промежутки между стенами
кпмеры и формой-вагонеткой с2:
Ь = С14-2с2. (6.4)
Продолжительность тепловой обработки изделий в
зонах подогрева, изотермической выдержки и охлаж-
дения, как и для камер периодического действия, опре-
деляется согласно «Инструкции по тепловой обработке
железобетонных изделий». Соответственно этому имеем.
Длина зоны подогрева
(6.5)
п т * '
Длина зоны изотермической выдержки
/2 = 2V.2l/ (6.6)
п т
Длина зоны охлаждения
= (67)
п т
219
Определение количества тепла, идущего на нагрев
камеры. Количество тепла, уносимое нагретым влажным
воздухом через торцы камеры, может быть определено
по формуле
3600 ( 7к-/ц)(1~е)с;
ккал/ч,
(6.8)
1000
где /к — теплосодержание влажного воздуха, выходящегося через
торец камеры, в ккал/кг сухого воздуха; /ц — теплосодержа-
ние воздуха в цехе в ккал/кг сухого воздуха; е — аэродина-
мический коэффициент полезного действия воздушных завес;
dK— влагосо держание влажного воздуха, выходящего через
торец камеры, в г/кг сухого воздуха; GK — количество влаж-
ного воздуха, выходящего через торец камеры, в кг/сек.
Теплосодержание и влагосодержание воздуха в зави-
Рис. 81. Количество воздуха,
выходящего через торец каме-
ры, в зависимости от отноше-
ния площади заполнения к
площади торца камеры л = —-
ГК
/, 2, 3 и 4 — при температуре среды
камеры соответственно 30, 50, 70 и
90° С и относительной влажности
100-40%
симости от температуры
и относительной влажно-
сти может быть найдено
на i — d-диаграмме.
Для расчетов, не тре-
бующих большой точнос-
ти, количество воздуха в
кг/сек, выходящего через
торец камеры, может быть
определено по диаграмме
рис. 81, построенной для
В = 745 мм рт. ст., tn=
= 15° С, площади сечения
торца камеры FK=17 м2,
высоты камеры /г = 3,3 м.
Если площадь сечения
торца камеры FK и высо-
та камеры /г отличаются
от указанных выше, то ко-
личество выходящего воз-
духа G« определяется из
следующего соотношения:
кг]сек,
01
(6.9)
где GK — количество воздуха,
определяемое по диаграмме
рис. 81.
220
Количество тепла, идущее на нагрев изделий и форм-
вагонеток, выражается формулами (5Л7)— (5.20).
Теплопотери через стены, потолок и пол камеры мо-
гут быть подсчитаны по формуле
Qorp = 1,52s (/из —^пар) ккал)ч, (6.10)
где s — площадь стен и перекрытий камеры в л2; ta3 — темпера-
тура изотермического прогрева в °C; Znap — температура
внешней среды в °C.
Количество тепла, идущее на разогрев стенок каме-
ры непрерывного действия, практически равно нулю.
Тепловой расчет вертикальной камеры непрерывного
действия можно производить по приведенным выше фор-
мулам, считая, что потери тепла через торцы камеры
[формула (6.8)] равны нулю. Максимальный, средний и
удельный расходы тепла можно определять по той же
методике, как и для ямных камер (см. гл. 5).
Для приближенного определения удельных расходов
тепла на тепловую обработку бетона можно воспользо-
ваться соотношением (5.15), в котором только вместо
величины Qct вводится величина QTOp, определяющая
потери через торцы камеры. С достаточной для практи-
ческих расчетов точностью G'K в (6.9) можно представить
в следующем виде:
Ок = О,О54Д/0’6 kMFKV~h, (6.11)
где — разность температур между средней температурой возду-
ха в камере и температурой воздуха в цехе; /г, к — коэффи-
циент живого сечения камеры, т. е. отношение живого сечеиия
камеры (свободного сечения для прохода воздуха) к площади
поперечного сечения камеры.
Для упрощения дальнейших расчетов примем следу-
ющие средние данные, полученные при испытании тун-
нельных камер непрерывного действия:
= 0,45; 8 = 0,2; /ц = 7,56 ккал/кг,
что соответствует воздушной среде цеха, имеющей тем-
пературу 15° С и относительную влажность 70%; /к=
= 78 ккал)м3 с. в.; с?к=Ю2 г/м3 с. в., что соответствует
паровоздушной смеси, выходящей из камеры, имеющей
температуру 60° С и относительную влажность 70%. Под-
ставляя эти данные в (6.8), получим после соответствую-
щих вычислений
Qtop = 4700 A/0’6 FK Уh ккал]ч. (6.12)
221
Часовой расход тепла на нагрев бетона с учетом
тепловыделения цемента и на нагрев форм и вагонеток
равны соответственно1
Qo = сбУб (^из М ^б,ч ккал I ч\ (6.13)
<2ф = 0,115 Gm.h (^из— Zo) ккал/ч, (6.14)
где Уб,ч; бм.ч — соответственно объем бетона в плотном теле в м?!ч
и вес вагонеток и форм в кг/ч, проходящих через камеру в час.
Теплопотери через ограждения камеры равны:
QorP ~ k(lb 4” bh + /2/) (^из — Zq) ккал/ч, (6.15)
где k — коэффициент теплопередачи от паровоздушной среды в цех,
принимаемый в дальнейших расчетах равным 1,5 кк.ал[м2 • ч • град.
Подставляя полученные величины расходов тепла в
(5.16) и принимая ц = 0,15 и /п = 540 ккал/кг, получим
<?уд = (^з— Zo)(O,OO183C +0,00244 +
+ (^из-и0’6 +
+ 0,0032 + J_ + _2м-1. (6дб)
U b 'h / (/м - /о)0’6 J уб.ч v 7
Полагая в этой формуле tM—t0 = tM—Z„=70°C, полу-
чим
Оуд = 0,128К1(,С+0,134-^) + К6-^-. (6.17)
Для туннельных камер непрерывного действия
а = 1281£й.+ O;224/_L_|_± + _L] (6.18)
Н для вертикальных камер непрерывного действия
« = 0,224(4- + -^ + ^, (6-19)
\ I b h )
так как в вертикальных камерах теплопотери на торцах
(на проемах камеры для входа и выхода вагонеток)
практически равны нулю.
, Коэффициент K5 = /s(^3 —^Цех) определяется из диа-
граммы рис. 47.
1 Обозначения те же, что и в гл. 5.
222
Пример 3. В щелевой камере, имеющей размеры /=63 м, Ь —
=3,9 м и /г=0,86 м, подвергаются тепловой обработке изделия, ве-
совой состав которых на 1 л3 следующий: вес сухих составляю-
щих gc=2240 кг, арматуры §м=40 кг, воды 185 кг. Объем бе-
тона в плотном теле, проходящий через камеру в час, Уб.ч=3,2 л3/ч.
Вес металла (вагонетки и формы), проходящего через камеру, GM =
= 4600 кг/ч. Определить удельный расход пара на тепловую обра-
ботку изделий, если известно /Из=100; ta~ 15; 7ц=20°С.
Определяем объемную теплоемкость изделия
с = 0,2 gc + 0,155 =
= 0,2 • 2240 + 0,9115 • 40 + 185 = 637,6 ккал!м3 град.
Объем камеры VK = lbh=&$ • 3,9 • 0,86 = 211 м3;
Убч 3,2
ак = -2-1 =— = 0,0152;
Ук 211
GM 4600
------= —— = 1440 кг/л3;
V6.4--3,2
128 Г- I 1
а = —-/й + 0,224 — +
128 Уо,86
63
+ 0,224
1 1 \
3,9 + 0,8б/
По рис. 47 находим 70 = 1,22; 70=1,08.
По (6.16) имеем
Оуд =0,12870 ( с + 0,134 +К5 — =
\ Гб.Ч/ ак
2,2
= 0,128-1,22(637,6 + 193)+ 1,08 = 286 кг/м3.
Г Ji А В A 1
БЕСКАМЕРНАЯ ТЕПЛОВАЯ
ОБРАБОТКА ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
Бескамерная тепловая обработка применяется в раз-
личных вариантах. Это могут быть обычные формы,
покрытые специальным колпаком или брезентом, под ко-
торые подается пар. Если изделия имеют пустоты (тру-
бы, светильники и т. п.), то пар вводится внутрь изде-
лия, а наружная поверхность накрывается брезентом.
Наиболее распространенным видом бескамерной тепло-
вой обработки бетона является обработка в термофор-
мах, устанавливаемых в штабеля (пакеты), до 6 форм
по высоте.
1. ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА ИЗДЕЛИИ
В ТЕРМОФОРМАХ ПАКЕТИРОВЩИКА >
Технологическая линия (рис. 82) состоит из установ-
ки для создания вертикального пакета; пакета термо-
форм; грузоподъемного устройства; поста очистки
и смазки; поста формования; рольганга и термо-
форм.
Первый пост, где происходит чистка, смазка форм,
укладка арматуры и бетонирование, обслуживается виб-
роформовочной машиной СМ-858 и А-1 и подъемными
траверсами конвейера.
На втором посту формы укладываются в пакеты, где
изделия проходят тепловую обработку. Пост оборудован
двумя пакетировщиками. На третьем посту происходит
распалубка форм, изделия остывают, после чего увозят-
ся на склад.
1 Впервые технологическая линия с пакетировщиками разрабо-
тана СКВ треста Ленинградоргстроя Главленинградстроя по пред-
ложению Л. Н. Чумадова.
224
---Пакетировщик (рис. 83) состоит из подъемного сто-
ла-траверсы, который поднимается и опускается на за-
данную величину четырьмя синхронно действующими
гидравлическими цилиндрами-гидродомкратами, и па-
кета термоформ из 6 шт.
Рис. 82. Схема конвейерной линии для изготовления круп-
нопанельных плоских железобетонных плит с пакетировщи-
ков
/ — пакетирующее устройство; 2 — пакет термоформ; 3 — грузоподъ-
емное устройство; 4 пост очистки и смазки; 5 — пост формования;
6 — рольганг; 7 — термоформа
Рис. 83. Схема пакетировщика
/-—подъемный стол-траверса; 2 — гидродомкрат (4 шт.);
3 — пакет термоформ; 4 — направляющие колонны (4 шт.);
5 — упоры-отсекатели {4 шт.)
16—894
225
Питание гидроцилиндров производится от централш________
зованной насосной станции. На столы установлены роли-
ки, которые в нижнем положении стола служат продол-
жением рольганга.
При поступлении формы с изделием на стол пакети-
ровщика гидроцилиндры поднимают по четырем направ-
ляющим колоннам стол с формой. Рядом с направляю-
щими расположены упоры-отсекатели в виде сварных
тумб, сидящих эксцентрично на осях, закрепленных на
кронштейнах и служащих для удержания пакета после-
довательно поднятых форм. Между направляющими
установлены фиксирующие ролики, предназначенные
для точной фиксации форм над траверсой пакетиров-
щика.
При подъеме пакетировщика лежащая на нем фор-
ма упирается в пакет ранее уложенных форм и припод-
нимает их на следующую ступень, при этом отсекатели
разводятся в стороны. Когда пакет поднимается в пре-
дельное верхнее положение, упоры-отсекатели под дей-
ствием эксцентрично приложенной силы собственного ве-
са возвращаются в нормальное положение, стол опуска-
ется в нижнее положение и пакет форм садится на
упоры-отсекатели. При подъеме следующих форм цикл
повторяется в той же последовательности.
Техническая характеристика пакетировщика
Грузоподъемность ................ 60 т
Количество гидроцилиндров .... 4 шт.
Диаметр гидроцилиндров........... 190 мм
Максимальный ход траверсы . . . 600 »
Скорость подъема................. 0,85 м/мин
Общий вес........................ 8341 кг
Термоформа пакетировщика (рис. 84)' представляет
собой обычную форму с четырьмя бортами, переобору-
дованную путем приварки к каркасу поддона дополни-
тельных листов. В закрытую полость поддона 1, которая
является паровой рубашкой термоформы, подается пар;
конденсат отводится через специальные штуцера и пер-
форированные трубы 2 и 3. Перфорированные трубы се-
чением 2" проложены вдоль поддона термоформы. Сече-
ние перфорированных отверстий равно 5 мм, а шаг меж-
ду отверстиями 200 мм.
Поддон имеет ребра жесткости 4, из которых 9 распо-
ложено по длине формы, а 5 — по ширине. На ребрах
жесткости в каждом отсеке имеются отверстия сечением
226
о^бг
227
100 мм. Снизу на поддоне приварена рамка 5 из квадра--
тов для установки формы на рольганге конвейера и в па-
кете. Специальные площадки замкнуты по периметру
формы. Верхняя форма устанавливается квадратами
поддона на эти площадки и закрывает нижнюю форму.
На поддоне имеются четыре опорные площадки для уста-
новки формы на отсекателях пакетировщика, а также на-
правляющие для упоров-отсекателей, необходимые во
время подъема пакета. Кроме этого, на поддоне имеются
ловители 6, с помощью которых форма точно фиксирует-
ся на пакетировщике. Вес термоформы составляет
4200 кг.
Тепловая обработка изделий производится без пред-
варительной выдержки. В термоформах пакетировщика
каждое из изделий, кроме верхнего, оказывается заклю-
ченным между паровыми отсеками форм, снизу — собст-
венной, а сверху — последующей; таким образом, прогрев
его производится одновременно по всей площади с двух
сторон.
Для обеспечения оптимальных режимов тепловой об-
работки бетона пакетировщик снабжен системой авто-
матического программного регулирования температуры
бетона в термоформе (см. гл. 8).
На рис. 85—88 представлены результаты испытаний
термоформы пакетировщика при автоматическом регули-
ровании в ней режима тепловой обработки изделий по
следующей программе: подъем температуры бетона за
первые 2 ч до 65° С, за вторые 2 ч до 95° С, т. е. общая
длительность подъема температуры равнялась 4 ч.
В испытуемой термоформе формовалась панель пере-
крытия размером 5670X2580X100 мм, состав бетона ко-
торой на 1 м3 приведен ниже:
цемент марки 400 ............... 370 кг
песчано-гравийная смесь .... 930 »
щебень........................... 1023 »
вода .................... 195 л
В/Ц=0,47
Осадка стандартного конуса составляла 1—2 см.
На рис. 85 показано распределение температуры по
дну формы или нижней поверхности изделия. Как это
видно из рисунка, самая высокая температура наблюда-
ется в точке 1, в то время как в точке 4 она минимальная.
Этот факт объясняется тем, что с момента пуска пара
228
Рис. 85. Распределение температур по дну формы
Рис. 86. Распределение температур в среднем сечении изделия
229
Рис. 88. Средние температуры нижней поверхности /, центра 2
и верхней поверхности 3 изделия
230
находившийся ранее, в дермоформе конденсат, особенно
в точке 4, самой дальней от места подачи пара, нагревал-
ся и удалялся из поддона неравномерно. Кроме
того, к отверстию для отвода конденсата, расположенно-
му у точки 1, проникают струйки не успевшего сконден-
сироваться пара, что способствует повышению темпера-
туры на этом участке термоформы.
Примерно через 2 ч перепад температур по плоскости
нижней поверхности панели уменьшается. Это значит,
что конденсат полностью прогрелся. Такое распределе-
ние температур по дну формы должно, конечно, отра-
зиться и на распределении температур по среднему се-
чению и по поверхности изделия. Автоматическое регу-
лирование режима тепловой обработки, как видно из
рис. 85, не обеспечило заданного подъема температур:
спустя 2 ч с момента пуска пара средняя температура
дна формы оказалась равной 80° С вместо заданных
65° С. В течение следующих 2 ч средняя температура дна
формы поддерживалась примерно на уровне 95° С, что
соответствовало программе. По истечении 4 ч с момента
пуска пара подача его была прекращена, как и было за-
дано программой, что повлекло за собой снижение тем-
пературы нижней поверхности панели.
На рис. 86 представлено распределение температур в
среднем сечении изделия. Из этого рисунка видно, что
действительно самый дальний от места подачи пара угол
панели разогревается медленнее остальных частей ее и
только спустя 4 ч с момента пуска пара температуры
среднего сечения панели выравниваются. В период же
остывания температура вблизи точки 5 снижается мед-
леннее, чем в других точках, так как скопившийся в этом
месте конденсат удаляется медленнее, чем из других ча-
стей поддона. Изменение средней температуры изделия
в данном сечении соответствует заданному по програм-
ме, т. е. через 2 ч с момента пуска пара температура рав-
на 65—68° С, а через 4 ч — уже 93° С.
Распределение температур по поверхности изделия
показано на рис. 87. Снова можно наблюдать, что поверх-
ность угла панели, самого дальнего от места входа пара
в термоформу, разогревается медленнее, но и остывает
тоже медленнее, чем остальная часть поверхности. Изме-
нение средней температуры поверхности панели и в этом
случае соответствует заданному по программе, особенно
в период нагрева. Но и в период изотермической
231
выдержки___средняя_температура поверхности панели
меньше заданной на 12°.
Анализ кривых, приведенных на рис. 85—87, позволя-
ет выявить кинетику нагрева изделия в процессе его теп-
ловой обработки в термоформе. На рис. 88 представле-
ны средние температуры дна формы, среднего сечения и
поверхности изделия. В течение первых 2 ч подачи пара
в термоформу центр изделия разогревается медленнее
обоих поверхностей панели, что вполне естественно, так
как верх изделия нагревается за счет тепла, идущего от
поддона термоформы, расположенной выше, через воз-
душную прослойку толщиной 5 см. Нижняя поверхность
панели имеет самую высокую температуру на протяже-
нии всего процесса тепловой обработки, так как непосред-
ственно соприкасается с поддоном термоформы.
По истечении двух часов с момента пуска пара тем-
пература центра панели становится выше температуры
верха ее и приближается в дальнейшем к температуре
нижней поверхности панели. На основании рис. 88 можно
заключить, что панель в термоформе разогревается снизу
вверх; спустя 2 ч после начала тепловой обработки тем-
пература панели равна в среднем 70° С, что на 5° выше
заданной по программе. По истечении же 4 ч температу-
ра равна в среднем 90° С, что ниже заданной на 5°. Одна-
ко эти факты не вызывают опасений за качество панелей.
232
Расход пара на тепловую обработку панели в термо-
форме представлен на рис. 89. Вследствие автоматиче-
ского регулирования режима тепловой обработки пар в
термоформу подавался с перерывами. За 4 ч пар в общей
сложности подавался только в течение 1 ч 50 мин и в
термоформу поступило 319 кг пара. Принимая во вни-
мание, что объем изделия в форме равен 1,46 м'л, получим
удельный расход пара на тепловую обработку бетона
Gv„=—9 = 218кг/ж3.
уд 1,46
Прочность на сжатие панелей, прошедших тепловую
обработку в термоформе пакетировщика при автомати-
ческом регулировании подачи пара, определяемая мо-
лотком Кашкарова, в различных точках панели колеб-
лется в пределах от 185 до 220 кГ/см2.
2. ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ТРУБ
Бескамерной тепловой обработке подвергаются желе-
юбетонные напорные трубы, изготовляемые виброгидро-
прессованием, а также и безнапорные трубы больших
диаметров. На пост тепловой обработки (рис. 90) уста-
навливается свежеотформованная труба в вертикальном
положении и накрывается брезентовым чехлом. Затем
ио внутреннюю полость трубы и в пространство между
наружной поверхностью формы и брезентом подается
нар (на рис. 90 брезентовый чехол и подвод под него
пара не показаны). Происходит двусторонний нагрев бе-
тонных стенок трубы.
Такой способ тепловой обработки железобетонных
труб имеет ряд недостатков, из которых главными явля-
ются: неравномерный нагрев трубы, большой расход па-
ра вследствие прорыва его через неплотности брезентово-
го чехла, запаривание цеха и быстрый износ брезентовых
чехлов.
В связи с этим на некоторых заводах железобетонных
груб (Минский, Куйбышевский и др.) применяется толь-
ко односторонний прогрев, т. е. пар подается лишь во
внутреннюю полость трубы. Однако при этом вследствие
изменения скорости прогрева стенок труб возрастает
продолжительность тепловой обработки.
233
Рис, 90. Установка для тепловой обработки виброгидро-
прессованных труб У
/ уплотнительное кольцо; ^ — верхнее анкерное кольпо- ? —. w
вьДРУХЩпТ Г'’''”': 4~^РЛеЧШк внутренней формы; 5 -резино’-
!й чехол, 6 наружный кожух; 7 —резиновый растпубообразова
тель; 8- продольная арматура; 9 - - анкерное кольцо- -модель
ная диафрагма; //- РПДП; /2 - подводящий паропровод
234
___Лабораторией тепловой обработки железобетонных
изделий ВНИИЖелезобетона исследовалась кинетика
нагрева железобетонных труб при двух способах тепло-
вой обработки. Исследованию подвергались напорные
трубы, изготовляемые виброгидропрессованием. Харак-
теристика труб приведена ниже.
Состав бетона на 1 .и3:
цемент Белгородский марки 400 . 550 кг
щебень Татаровского карьера . . 1240 »
песок Вяземского карьера . . . 470 »
Осадка конуса..................... 1-2 см
Марка бетона . ........................ 400
Диаметр трубы........................ 1200 мм
Длина................................ 5195 »
Объем бетона на 1 трубу........... 1,98 л3
Вес бетона на 1 трубу................ 4950 кг
Вес металлической формы вместе с сер-
дечником ............................ 9137 »
Габаритные размеры формы:
длина............................... 5666 мм
диаметр......................... 1786 »
Для измерения температуры среды внутри трубы и
снаружи под чехлом на специальных стержнях устанав-
ливались термопары. Измерение температуры бетона
производилось термопарами, укрепленными на каркас-
Рис. 91. Температура паровоздушной среды внут-
ри полости трубы 0 1200 мм и под чехлом
235
__________На рис. 91 показано изменение температуры паровоз-
душной среды под чехлом 1 и внутри трубы т. е. внутри
Рис. 92. Температура бетона в сечении I трубы
0 1200 мм при двустороннем обогреве
Рис. 93. Температура бетона в сечении II трубы
01200 мм при двустороннем обогреве
сердечника (двусторонний обогрев). Температура паро-
воздушной среды внутри и снаружи трубы поднимается
236
до максимальной через 1 ч после тгуска пара и соответ-
ственно равна 93—95 и 85—88° С. В процессе дальней-
шей тепловой обработки температура среды практически
остается постоянной, т. е. происходит изотермический
прогрев бетона. Следует отметить, что температура сре-
ды под чехлом в среднем на 8—10° меньше температуры
Рис. 94. Температура бетона в сечении III трубы
01200 мм при двустороннем обогреве
внутри сердечника. Объясняется это тем, что происходит
интенсивная потеря тепла в окружающую среду как за
счет теплоотдачи в цех, так и за счет больших утечек
пара через неплотности чехла.
На рис. 92—94 представлены кривые нагрева стенок
трубы в трех сечениях (см. рис. 90) при данной темпера-
туре среды. На рисунках 92 и 93 нанесены три кривые,
соответствующие температуре бетона у внутренней
поверхности наружной формы 1, в середине толщины стен-
ки трубы 2 и у поверхности резинового чехла 3. Как вид-
но из кривых, температура бетона в сечении / трубы рас-
тет более интенсивно, чем в сечении II. В течение перио-
да нагрева, который равен для обоих сечений в среднем
3—3,5 ч, разница в температурах бетона достигает 15°.
Это явление можно объяснить тем, что температура сре-
ды внутри сердечника и под чехлом не сразу выравнива-
ется по высоте. Происходит это в основном по двум при-
чинам. Во-первых, граница паровой зоны перемещается
< верху вниз по мере накопления пара в сердечнике или
под чехлом. Во-вторых, пар, поднявшийся в верх формы,
। разу после пуска нагревает воду в верхней зоне водяной
рубашки. Нагретая вода все время остается вверху, а так
237
как передача тепла бетону происходит через нее, то и бе-
тон в верхней зоне нагревается сначала быстрее, чем в
нижней. Температура бетона в цилиндрической части
трубы достигает в среднем 97—100° С за 3 ч. В наиболее
неблагоприятных температурных условиях находится
раструб, так как трудно обеспечить разогрев его с такой
же скоростью, как и цилиндрической части. На рис. 94,
где представлены кривые разогрева раструба в сечении
111 — Ill, видно, что в период разогрева слои бетона рас-
труба, находящиеся ближе к паровой зоне сердечника,
разогреваются более интенсивно, чем наружные. Пере-
пад температур при этом достигает 10—12°. По истечении
1,5—2 ч с начала пуска пара температура по всему сече-
нию раструба выравнивается, достигая 78°С. Если срав-
нить установившиеся температуры раструба и цилиндри-
ческой части трубы, то видно, что перепад температур
между этими частями составляет 20—25°. Следователь-
но, рассматриваемый способ тепловой обработки труб не
обеспечивает равномерного распределения температуры
по высоте трубы, что является основным его недостатком.
В этой связи уместно отметить, что и прочность бетона
в цилиндрической и раструбной частях трубы будет раз-
личной. Поэтому контрольные образцы, по которым про-
веряется прочность бетона трубы, следует помещать в та-
кую пропарочную камеру, где условия нагрева бетона
соответствуют условиям нагрева как цилиндрической
части трубы, так и раструбной. Что касается распределе-
ния температуры бетона по толщине стенки трубы, то,
как видно из приведенных выше кривых, через 1,5—2 ч
оно становится практически равномерным.
На рис. 95—97 представлены кривые изменения тем-
ператур среды и бетона при одностороннем прогреве тру-
бы. Температура паровоздушной среды в сердечнике под-
нимается до 100° за 3 ч. Затем происходит изотермиче-
ская выдержка при этой температуре в течение 7 ч и
охлаждение. Кривые изменения температуры бетона в ци-
линдрической части трубы приведены на рис. 96, из ко-
торого видно, что характер распределения температур по
сечениям цилиндрической части трубы почти не меняет-
ся. В период разогрева, который продолжается в среднем
3,5—4 ч, т. е. на 1,5—2 ч дольше, чем при двустороннем
прогреве, перепад температур бетона по толщине стенки
трубы в цилиндрической части невелик и составляет 5—
10°. Однако температура, до которой нагреваются даже
238
внутренние слои бетона,__примерно на 20° меньше, чем
Рис. 95. Изменение температуры паро-
воздушной среды в зависимости от про-
должительности тепловой обработки при
одностороннем обогреве трубы 012ООльи
Рис. 96. Температура бетона в цилиндри-
ческом сечении трубы 01200 мм при од-
ностороннем обогреве
как и следовало ожидать, разогревается значительно ху-
же, чем при двустороннем. Максимальная температура,
которую приобретает бетон раструба через 7 ч нагрева,
равна ~60°С, в то время как при двустороннем прогреве
бетон в этом же месте уже через 4 ч нагревается до 77—
239
---(Снижение температуры бетона—при—одностороннем
прогреве по сравнению с двусторонним приводит к увели-
чению продолжительности тепловой обработки. Расчеты
и опыты показывают, что для получения одинакового ка-
чества труб (прочность, напорность, отсутствие трещин,
«бумов» и др.) продолжительность тепловой обработки
Рис. 97. Температура бетона в раструбе
трубы 0 1200 мм при одностороннем
обогреве
при одностороннем прогреве должна быть увеличена на
2—3 ч по сравнению с длительностью двустороннего на-
грева.
Удельный расход пара на тепловую обработку бетон-
ных труб при одностороннем прогреве составляет 250—
300 кг!м\ при двустороннем — 550—600 кг^. Указанные
величины являются ориентировочными, так как в значи-
тельной мере зависят от качества брезентовых чехлов,
способа регулирования подачи пара в полость трубы,
принятой продолжительности тепловой обработки и дру-
гих факторов.
Бескамерную тепловую обработку железобетонных
труб целесообразно применять только в тех случаях, ког-
да сама технология производства труб предусматривает
такую обработку (например, виброгидропрессованные
трубы) или когда трубы имеют большой диаметр (боль-
ше 1,5 м) и тепловая обработка их в камерах, вследствие
малого коэффициента заполнения и сложности эксплуа-
тации, является экономически нецелесообразной.
240
з тепловля обработка
ПОДКРАНОВЫХ БАЛОК
Тепловая обработка подкрановых балок производится
как в ямных камерах, так и в металлических формах,
представляющих собой два продольных раскрывающих-
ся борта с паровыми рубашками. В каждой паровой ру-
Рис. 98. Схема расположения термопар в подкрановой бал-
ке и геометрические размеры поперечного сечения
башке имеется «духовка» для пропаривания контрольных
кубов. Торцовые борта форм съемные и состоят из двух
листов: верхнего и нижнего. Для подвода пара паровые
рубашки в нижней части имеют штуцера. Эти штуцера
расположены на правой и левой поверхности форм на
расстоянии примерно 0,5 м от торцов формы. Там же не-
сколько ниже паровых штуцеров находятся штуцера для
отвода конденсата. Предварительно напряженные паке-
ты прядей натягиваются одновременно для всех шести
изделий общей длиной около 80 м. Поэтому пар в формы
может подключаться только после формования всех шес-
ти изделий, что является одной из причин малой оборачи-
ваемости форм.
После окончания армирования и натяжения всех па-
ХМ'оп прядей формы заполняются бетонной смесью, кото-
10-HIM 241
Рис. 99. Распределение температур в центральном продольном сечении подкрановой балки
242
рая подвергается выдержке в течение примерно 3 ч до
тепловой обработки.
На рис. 98 дана схема расположения термопар для
измерения температуры бетона подкрановой балки в про-
цессе ее тепловой обработки. Термопары в точках /, 4, 7,
10, 13, Г, 4', Т измеряли температуру правой поверхно-
сти изделия. На левой поверхности расположены термо-
пары в точках 3, 6, 9, 12, 15, 3', 6', 9'. По центру изделия
расположены термопары в трех сечениях в точках 2, 5, 8,
11, 14, 2', 5', 8'. Полученные данные приведены на рис.
99—102.
На рис. 99 показано изменение температур в цент-
ральном продольном сечении подкрановой балки из бето-
на следующего состава (на 1 л?): портландцемент з-да
«Гигант» марки 400—685 кг, щебень — 1000 кг, песок —
440 кг, вода — 240 л, осадка конуса 3,5 + 4 см.
Из приведенных графиков видно, что середина изде-
лия, имеющая наименьшую толщину (6 = 140 мм), разо-
гревается намного, быстрее (точки 5, 11 и 5'), чем утол-
щенные вверх (точки 8, 14, 8') и вниз балки (точки 2 и
2'). Эта неравномерность разогрева различных по высоте
частей балки особенно наглядно видна из рис. 100, где
показано изменение средних (по длине) температур сере-
Рпс. 100. Изменение температуры среды 1 и средних по
длине значеннй температур середины 2, верха 3 н низа 4
подкрановой балкн; 5 — температура кубика
10*
243
Рис. 101. Распределение
температур по правой
поверхности подкрановой
балки
t*C
Рис. 102. Распределение
температур по левой по-
верхности подкрановой:
балки
дины, верха и низаТэалки. Там же нанесены кривые изме-—
нения температур центра куба и паровоздушной среды
в паровых рубашках. Температура верхней и нижней
частей через 6,5 ч тепловой обработки достигла только
46° С, а через 21 ч 64—68° С. Средняя же часть балки че-
рез 6,5 ч имела температуру 75° С, а через 21 ч 87° С. При
увеличении продолжительности тепловой обработки на
4 ч эти температуры выросли незначительно. Температу-
ра среды в начальный период разогрева выше, чем бето-
на, но затем вследствие экзотермия цемента температура
середины балки становится выше температуры среды.
Кривая разогрева экспериментального куба значи-
тельно отличается от кривых разогрева изделия, что ука-
зывает на условность определения прочности изделия по
прочности куба.
На рис. 101 и 102 приведены графики распределения
температур по правой и левой сторонам изделия. Из при-
веденных кривых видно, что на левой стороне изделия
разброс температур больше, чем на правой. Это мож-
но объяснить различием в подводе пара в паровые ру-
башки формы. С левой стороны изделия подвод пара осу-
ществлялся только через один патрубок, второй патрубок
из-за неисправности был перекрыт; с правой же стороны
изделия — через два патрубка. Рассматриваемое распре-
деление температур соответствует незначительной скоро-
сти подъема температур среды, что обусловливалось не-
достаточным количеством пара, поступающего в паро-
вые рубашки. При увеличении подачи пара в количестве,
достаточном для скорости подъема температуры среды
порядка 40 град/ч, скорость нагрева изделия во всех его
частях соответственно увеличится. При этом продолжи-
тельность тепловой обработки может сократиться с 25 ч
до 15—18 ч, в зависимости от того, будет ли прикрыта
верхняя поверхность балки или нет.
Удельный расход пара на тепловую обработку под-
крановой балки в силовых или несиловых формах состав-
ляет 270—300 кг!м3.
Глава s
АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССОВ
ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
Давление пара в паровой сети часто меняется в до-
вольно широких пределах. Поэтому необходимо постоян-
но контролировать температуру в установках ускоренно-
го твердения бетона и изменять количество поступающе-
го пара. При ручном регулировании трудно обеспечить
необходимую точность соблюдения теплового режима.
Оно всегда производится с опозданием и приводит к от-
клонениям от заданного режима, перерасходу пара и
снижению качества изделий. Вследствие этого возникает
необходимость в установлении автоматического или по
крайней мере полуавтоматического управления установ-
ками ускоренного твердения бетона. Та или иная схема
автоматизации определяется в каждом конкретном слу-
чае технико-экономическими расчетами и возможностя-
ми данного завода.
1. ПОЛУАВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ
РЕЖИМА ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
Под полуавтоматическим регулированием подразуме-
вается такое, при котором ставится задача нагрева па-
ровоздушной среды от начальной температуры t0 до не-
которой температуры t\ в течение определенного време-
ни т. Промежуточные координаты температурной кривой
ври этом не задаются, и она может иметь различный вид
(например, кривые 1—4 на рис. 103). В настоящее время
имеется несколько методов решения этой задачи. Наибо-
лее простым из них является метод, разработанный
<Д. Кронгаузом [46] для установок периодического дей-
ствия. Метод предусматривает в системе пароснабжения
дроссельные диафрагмы ДД, регуляторы давления пря-
24/
Moro действия РД и регуляторы температур прямого дей-
ствия РПДП, РПД.
Принцип действия такой системы состоит в следую-
щем. На паропроводе, подающем пар в камеру, устанав-
ливается дроссельная диафрагма, отверстие в которой
подобрано таким образом, чтобы при данном давлении
Рис. 103. Кривые подъемы тем-
пературы в камере в процессе
ее разогрева
1, 2, 3, 4 — режимы подъема темпе-
ратур
пара р в паропроводе оно
пропустило за время т
ровно столько пара,
сколько требуется для ра-
зогрева паровоздушной
среды камеры при полной
ее загрузке изделиями от
температуры to до темпе-
ратуры ti. Для обеспече-
ния постоянства давле-
ния р перед дроссельной
диафрагмой до нее уста-
навливается регулятор
давления пара «после се-
бя» РД. Один регулятор
может обслуживать блок
из 6—10 камер. Однако в
этом случае давление па-
ра перед камерами не бу-
дет строго постоянным. Оно будет равно
рк = р — \р ат,
где р — давление пара непосредственно после РД в ат; ар — по-
тери давления на сопротивление в паропроводе от места уста-
новки РД до дроссельной диафрагмы данной камеры'в ат.
Поскольку расход пара в этом паропроводе, питаю-
щем несколько камер, непостоянен, так как зависит от
числа камер, работающих в данный момент, и их режи-
ма, то непостоянной является и величина Др. Для полу-
чения колебания значений рк в пределах 3% нужно, как
показали соответствующие расчеты, подобрать диаметры
паровой линии от места установки РД до наиболее уда-
ленной камеры данного блока таким образом, чтобы соб-
людалось условие
Др 1,11 р ат-
Выполнение этого условия практически вполне осуще-
ствимо, и таким образом можно обеспечить устойчивое
постоянство подачи пара через дроссельную диафрагму
при обслуживании одним РД целого блока камер.
248
---При достижении заданной температуры изотермиче-
ской выдержки регулятор температур прямого действия
РПДП, РПД будет автоматически поддерживать темпе-
ратуру, отключая пар при ее повышении и включая —
при понижении. Недостатком такого способа регулиро-
вания является то, что пар подается равномерно в тече-
ние всего периода нагрева камеры, без учета ее начальной
температуры. Как показывает расчет и эксперименты,
па прогрев самой камеры расходуется до 40% всего теп-
ла, идущего на тепловую обработку бетона. Поэтому
в зависимости от того, успела ли камера остыть после
пропаривания предыдущей партии изделий или стенки ее
еще находятся в горячем состоянии, скорость подъема
температуры до заданной при подаче одного и того же
количества пара будет неодинаковой.
К недостаткам способа следует также отнести срав-
нительно небольшую длину капилляра регуляторов тем-
пературы РПД и РПДП (4—6 м), что в некоторых случа-
ях затрудняет их установку. Метод полуавтоматического
регулирования режима тепловой обработки железо-
бетонных изделий является весьма несложным и надеж-
ным в работе и, несмотря на указанные недостатки, за-
служивает широкого распространения.
Расчет дроссельных диафрагм. Дроссельная диафраг-
ма представляет собой стальную плас-
тинку с отверстием определенного ди-
аметра. Дроссельные диафрагмы удоб-
но устанавливать за запорными венти-
лями в муфтовых соединениях (сто-
нах), если трубы соединяются муфта-
ми, или между фланцами (рис. 104).
Диаметр отверстия ДД определяется
расчетом. Если цех или поточная ли-
ния оборудованы одинаковыми каме-
рами, то рекомендуется устанавливать
ДД с одинаковыми отверстиями.
Рис. 104. Деталь уста-
новки диафрагм в
трубопроводе, соединяе-
мом на муфтах
/— паропровод; 2— контр-
гайка; 3 — муфта;
4 — дроссельная диаф-
рагма
249
ляется в зависимости от расчетного расхода пара Омакс,
давления его перед диафрагмой р\ и за нею р2 следую-
щей приближенной формулой:
Смаке = 0,46d2 Kpi(Pi — р2)- (8.1)
Расчетный расход пара в камере в период нагрева из-
делий может быть определен из выражения
Смаке (8.2)
ми
где d — диаметр дроссельной диафрагмы в мм; <2макс — расчет-
ный расход тепла, определяемый по (5.25).
При расчете по (8.1) следует иметь в виду, что пере-
пад давлений Ap = pi— р2 не может быть больше 0,423щ,
что соответствует докритическому истечению.
После определения расчетного расхода пара необхо-
димо установить требуемое давление за диафрагмой. Для
практических расчетов можно считать, что требуемое
давление за диафрагмой определяется в основном поте-
рей давления в отверстии перфорированной трубы, кото-
рое обычно не превышает 1,2 ат.
Пример. Какой диаметр отверстия принять в дроссельной диа-
фрагме, чтобы при давлении пара перед отверстием 2,2 ат и макси-
мальном перепаде 0,93 кГ!смг пропустить в камеру 350 кг/ч.
Из (8.1) имеем
0,4б]Л’1(/’1~ Рг) 0,4б]/2,2 0,93
откуда
d = )/'534 = 23,2 мм.
Подбор автоматических регуляторов давления пара.
Для автоматического регулирования давления пара в си-
стеме производственного пароснабжения на заводах
сборного железобетона можно рекомендовать регулято-
ры прямого действия типа 25ч 10НЖ, поддерживающие
давление в паровой сети «после себя».
Подбор регулятора давления для систем теплоснаб-
жения пропарочных камер производится в соответствии
с расчетными давлением пара перед регулятором и после
него и расходом пара согласно табл. 26.
Таблица составлена для регуляторов с условным диа-
метром 50 мм.
Максимальная пропускная способность регулятора,
приведенная в табл. 26, соответствует 90% от теоретиче-
250
--------------------------------------------Таблица 26
Таблица максимальной пропускной способности автоматических
мембранно-рычажных регуляторов давления пара «после себя»
типа 25ч10НЖ, изготовляемых заводом «Красный профинтерн»,
с условным диаметром 50 мм
ски рассчитанной пропускной способности при полном
открытии клапана РД.
Для того чтобы пропустить заданное количество па-
ра, давление до регулятора должно быть не менее приве-
денного в вертикальном столбце таблицы, а после регу-
лятора, при перепаде давлений меньше критических, рас-
четное давление не должно быть более приведенного в
таблице; в противном случае регулятор не пропустит тре-
буемое количество пара или пропустит, но с пониженным
давлением за регулятором.
По этой таблице можно подбирать и регуляторы диа-
метром 80, 100, 125 и 150 мм. При этом следует иметь в
виду, что они пропускают при тех же перепадах давлений
соответственно в 2,5; 4; 6 и 9 раз больше пара, чем это
приведено в табл. 26. Для таких регуляторов принимают-
ся мембранные головки № 4 при давлении в регулируе-
мой системе до 2 ат и № 2 — до 6 ат (независимо от рас-
хода пара и диаметра РД).
Пример. Определить диаметр РД, если известно: давление на-
сыщенного пара до РД равно 6,5 ат, после него — 4,5 ат, расчет-
ный расход пара 4 т!ч.
251
----Из табл.—26—находим,—что РД,—имеющий условный—диаметр
50 мм, при данных примера пропустит максимальное количество па-
ра, равное 2400 кг/ч. Если же взять РД с ближайшим большим
условным диаметром rf=80 мм, то он пропустит в 2,5 раза больше
пара, т. е. 2400-2,5=6000 кг/ч, что удовлетворяет условиям примера.
Подбор автоматических регуляторов температур пря-
мого действия (РПД). Регуляторы прямого действия
(РПД) для жидкости и РПДП для пара применяются
для поддержания постоянной температуры.
Для регулирования температуры изотермической вы-
держки в камерах следует устанавливать РПДП на регу-
лируемый диапазон 80—90° С, если температура не долж-
на превышать 90° С, и 90—100° С, если температура изо-
термической выдержки принята выше 90° С.
Один и тот же регулятор может быть использован для
регулирования на диапазон 70—80, 80—90 и 90—100° С,
если в нем заменить пружины. Целесообразно вместе с
регулятором на заданный диапазон регулирования тем-
ператур дополнительно заказать пружины для изменения
диапазона, если в этом может оказаться необходимость.
Вследствие ограниченной длины капиллярной трубки
РПДП надо устанавливать вблизи камер и водонагрева-
телей. Термобаллон РПДП, помещаемый в камере, дол-
жен быть защищен от непосредственного обдувания
паром.
2. ПРОГРАММНОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ
РЕЖИМА ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
В настоящее время существует много различных сис-
тем регулирования режима тепловой обработки железо-
бетонных изделий. По выбору регулируемого параметра,
контролирующего протекание процесса тепловой обра-
ботки, их в основном можно разделить на два типа:
1) системы, в которых регулируемым параметром яв-
ляется .температура паровоздушной среды (камеры) или
температура конденсата (касетная установка, термофор-
мы и др.);
2) системы, в которых регулируемым параметром яв-
ляется температура бетона изделия в заданной точке.
В системах второго типа регулируемый параметр не-
посредственно связан с ростом прочности бетона, поэто-
му они позволяют более правильно, чем системы первого
типа, регулировать процесс тепловой обработки. Однако
252
-регулирование этого процесса непосредственно по темпе-
ратуре бетона в производственных условиях очень слож-
но, так как требует установки в изделиях датчиков, из-
влечения их после окончания тепловой обработки.и ряда
других операций,’ усложняющих технологию производст-
ва. Ввиду этого наибольшее распространение в промыш-
ленности сборного железобетона получили системы регу-
лирования первого типа.
К системам автоматического регулирования тепло-
влажностной обработки бетона предъявляется ряд требо-
ваний, из которых главными являются:
обеспечение заданной точности и стабильности регу-
лирования температурных режимов по установленной
программе;
обеспечение непрерывного автоматического контроля
температурного режима и записи температуры в функции
времени;
обеспечение надежности работы в условиях относи-
тельной влажности среды до 80% и температуры до 40° С;
простота монтажа и эксплуатации;
максимальная экономичность.
Автоматизация процесса тепловой обработки железо-
бетонных изделий в ямных камерах. Одна из наиболее
эффективных систем автоматического управления тепло-
Плажностной обработкой основана на применении прог-
раммного электронного регулятора температуры
ПРТЭ-2м, разработанного в лаборатории автоматики
Рис. 105. Принципиальная схема системы автоматическо-
го регулирования теплового режима в ямной камере
253
автоматики изображена на рис. 105. Регулирование тем-
пературного режима по заданной программе осуществля-
ется за счет изменения количества пара, подаваемого в
камеру в периоды подъема температуры и изотермиче-
ского прогрева. Регулирующий орган 1, установленный
на паровом вводе в камеру, получает командные импуль-
сы от программного регулятора температуры 2, смонти-
рованного на центральном щите управления.
Контроль и регистрация регулируемой температуры
среды осуществляется автоматически уравновешенным
мостом 3. Датчики 4 программного регулятора и автома-
тического моста, установленные в рабочем пространстве
камеры, измеряют температуру паровоздушной среды.
Установка датчиков производится в специальной нише,
расположенной посреди одной из продольных стенок ка-
меры. Местонахождение ниши определяется по предвари-
тельным исследованиям температурного поля камеры.
Установка датчиков в нише позволяет предохранить их
от механических повреждений при загрузке и выгрузке
изделий и защитить от непосредственного воздействия
острого пара. Стабилизация давления пара осуществля-
ется с помощью регулятора давления 5 «после себя»,
установленного на магистральном цеховом паропроводе.
Основным элементом системы является программный
регулятор температуры типа ПРТЭ-2м, техническая ха-
рактеристика которого приведена ниже.
Пределы измерения температуры .... 0—100° С
Точность измерения температуры от верхне-
го предела шкалы.......................... ±2,5 %
Чувствительность регулятора, не менее . 0,5° С
Пределы регулирования температуры . . от 20 до 100° С
Точность регулирования температуры . . . ±2,5 %
Максимальная продолжительность регули-
рования .................................... 24 ч
Напряжение питания регулятора . . . 220 в, 50 гц
Допустимые колебания напряжения . . ±10 % от номи-
нального
Потребляемая мощность........................ 30 вт
Контакты выходной цепи регулятора рас-
считаны на коммутацию цепей переменно-
го тока.................................... 50 а, 220 в
Регулятор может работать при:
температуре .............................от —10 до +40°С
относительной влажности окружающей
среды.................................. 80 % '
Вес регулятора............................. 9,5 кг
254
После окончания каждого цикла тепловой обработ-
ки программный регулятор автоматически отключается
от питающей сети с помощью соответствующего переклю-
чателя. В качестве регулирующего органа в системе ис-
пользуется вентиль с электромагнитным приводом
СВВ-15кч877бр с диаметром условного прохода, равным
50 или 70 мм. Открытие и закрытие клапана происходит
при отключении регулируемой температуры более чем на
2 ±2,5° от величины, установленной программой тепло-
вой обработки бетона.
Как показал опыт промышленной эксплуатации, про-
граммные регуляторы, температурные датчики и другие
элементы контроля и сигнализации достаточно надежны
в работе и обеспечивают требуемую точность регулирова-
ния и контроля режима обработки. Менее надежным в
работе элементом системы является вентиль
СВВ-15кч877бр, который имеет ряд конструктивных не-
достатков.
Автоматизация процессов тепловой обработки желе-
зобетонных изделий в кассетных установках. В качестве
регулирующего параметра в кассетных установках при-
нимается температура паровоздушной среды в паровых
отсеках или температура конденсата в общем конденса-
топроводе. Регулирование процесса тепловой обработки
по температуре паровоздушной среды в паровых отсеках
вызывает ряд затруднений, так как температурное поле
паровоздушной среды в паровых отсеках неравномерное
и требуются специальные опыты для определения места
установки датчика, чтобы он характеризовал среднюю
температуру паровоздушной среды в отсеке.
Этот метод регулирования с большой эффективностью
может быть применен к кассетным установкам с эжек-
торной системой пароснабжения. В таких установках
паровоздушная смесь в паровых отсеках имеет достаточ-
но равномерное распределение температур, что позволя-
ет автоматически регулировать режим тепловой обработ-
ки по температуре паровоздушной среды в отсасываю-
щем коллекторе.
ВНИИЖелезобетоном и рядом других научно-иссле-
довательских организаций были проведены исследова-
ния по выявлению возможности регулирования процесса
тепловой обработки бетона по температуре конденсата,
отводимого из паровых отсеков в конденсатосборник
кассеты. Выбор указанного параметра объясняется тем,
?55
что между ростом температуры конденсата и ростом сред-
ней температуры бетона существует определенная зави-
симость, которая может быть выявлена в процессе испы-
тания системы автоматики. Кроме того, установка тем-
пературных датчиков в трубе отвода конденсата более
удобна и по конструктивным соображениям.
К кассетам
Рис. 106. Принципиальная схема программного регулирования
теплового режима в кассетных установках
Однако использование температуры конденсата в ка-
честве регулируемого параметра требует устранения вли-
яния на нее ряда факторов, не связанных с режимом теп-
ловой обработки. Так, температура конденсата может
колебаться за счет наличия «пролетного» пара в сосед-
них установках и недостаточно интенсивного отсоса па-
ровоздушной смеси из общего конденсатосборника.
В связи с этим должны быть обеспечены стабильная ра-
бота системы пароснабжения всех кассетных установок
автоматизируемого участка и надежность работы обору-
дования для отсоса паровоздушной смеси из конденсато-
сборника в атмосферу. При установке температурных
датчиков в конденсатопроводе должна быть предусмот-
рена также надежная защита их от механических пов-
256
реждений и от непосредственных воздействий влажной
паровоздушной среды, конденсата и смазочных эмульсий.
Принципиальная схема программного регулирования
изображена на рис. 106. Регулирование режима обработ-
ки изделий 1 по заданной программе осуществляется с
помощью регулятора температуры 2 типа ПРТЭ-2м,
смонтированного на центральном пульте управления. Ре-
гулирование подачи пара в паровые отсеки 3 кассетной
установки производится вентилем 4 типа СВВ-15кч877бр,
получающем командные импульсы от программного ре-
гулятора. Автоматический контроль и регистрация темпе-
ратурного режима осуществляются с помощью автомати-
ческого уравновешенного моста 5 типа ЭМП-209, также
установленного на центральном пульте управления.
Температурные датчики 6 системы установлены в кон-
денсатопроводе: один подключен к прибору ПРТЭ-2м, а
другой — к автоматическому регистрирующему мосту.
Для стабилизации пароснабжения на магистральном це-
ховом паропроводе установлен регулятор давления пара
прямого действия 7 и дроссельные диафрагмы 8. Диаф-
рагма монтируется на подводящем паропроводе кассет-
ной установки. Через перфорированные трубы 9 пар по-
ступает в нижнюю зону паровых отсеков. Контроль за
давлением пара в системе и сигнализация в случае паде-
ния давления ниже допустимого осуществляются с по-
мощью электроконтактного манометра 10 типа ЭКМ.
Включение системы в работу производится операто-
ром с центрального пульта управления при наличии сиг-
нала о готовности кассеты. Сигнал подается персоналом,
обслуживающим данную кассетную установку, после
окончания виброуплотнения бетонной смеси. В момент
подачи сигнала загорается соответствующая сигнальная
лампа, установленная на центральном пульте рядом с
программным регулятором температуры. Во время рабо-
ты регулятора горят две сигнальные лампы: красная —
в течение всего цикла обработки и зеленая — в период
открытия электромагнитного вентиля. Звуковой и свето-
вой сигналы об окончании тепловой обработки подаются
с помощью сигнального табло 11, установленного в по-
мещении кассетного цеха. Сигнализация о начале и ходе
обработки, а также отключение звукового сигнала об
окончании цикла производятся с помощью пульта мест-
ной сигнализации 12, смонтированного около кассетной
установки.
|7—894 257
В системе автоматики предусмотрено дистанционное
управление электромагнитными вентилями на случай вы-
хода из строя программного регулятора температуры.
Автоматизация процессов тепловлажностной обработ-
ки железобетонных изделий в вертикальных камерах
твердения непрерывного действия. Изменение режима
тепловлажностной обработки в вертикальной камере осу-
ществляется путем регулирования высоты зоны изотер-
Рис'. 107. Принципиальная схема автоматического регулирова-
ния процесса тепловой обработки железобетонных изделий в
вертикальных камерах непрерывного действия
мического прогрева за счет количества пара, подаваемо-
го в камеру. Это позволяет автоматически регулировать
режим тепловлажностной обработки с помощью типовой
аппаратуры.
На рис. 107 приведена принципиальная схема авто-
матического регулирования режима тепловлажностной
обработки изделий в вертикальных камерах, разработан-
ная проектным институтом Гипростройиндустрии (ныне
Гипростроммаш). Регулирование высоты зоны изотерми-
ческого прогрева осуществляется в данной схеме путем
изменения подачи пара с помощью регулирующего орга-
на 1. Пар подается в верхнюю зону вертикальной каме-
ры 2 через перфорированную трубу 3. Регулирующий ор-
ган приводится в движение электрическим исполнитель-
258
ным механизмом 4, получающим—командные импульсы
от программного регулирующего устройства 5.
Регулирующее устройство настроено на поддержание
заданного соотношения значений температуры среды в
точках А и Б, в которых установлены температурные дат-
чики 6. Как видно из схемы, точка А расположена в на-
чале зоны изотермического прогрева, а точка Б — на оп-
ределенном расстоянии от нее, причем соотношение зна-
чений температуры среды в указанных точках зависит от
расстояния между ними и заданного режима тепловой
обработки. Измерение и автоматическая регистрация
температуры среды по высоте камеры осуществляется с
помощью нескольких температурных датчиков 7 и авто-
матического многоточечного регистрирующего моста 8.
Программное регулирование режима обработки произво-
дится автоматическим регулятором ЭР-2С-59, выпускае-
мым Московским заводом тепловой автоматики.
Техническая характеристика ЭР-2С-59
Напряжение сетевого питания .... 220 в, 50 гц
Потребляемая мощность............... 15 вт
Выходная управляющая мощность ... 5,6вт
Максимальное количество подключаемых
первичных приборов.................. 2 шт.
Температура окружающего воздуха при от-
носительной влажности 80% .... от 0 до+40° С
' Габаритные размеры................. 300X175X342 мм
Вес прибора........................... 12 кг
Автоматизация процесса тепловой обработки железо-
бетонных изделий в термоформах пакетировщика.
Регулирование и контроль температуры изделий ведут-
ся во всех термоформах пакетировщика, за исключением
верхней, которая отключается от системы регулирования
для охлаждения изделий.
Пакетировщик имеет две стойки для автоматического
подключения подвода пара к каждой из пяти термоформ
и сброса конденсата. Стойка с клапанами подвода пара
представляет собой сварную металлоконструкцию из
труб и служит для крепления клапанов и жестко связан-
ных с ними пневмоцилиндров. Сами клапаны предназна-
чены для регулирования подачи пара в поддоны
термоформ. Герметизация в соединениях при перекрытии
коллекторных отверстий трубопровода обеспечивается с
помощью пневмоцилиндров, а также резиновых и парони-
товых шайб. Пар к клапанам подается от общего коллек-
тора, смонтированного на стойке.
17*
259
Стойка с клапанами отводя пара и конденсата пред-
назначена для одновременного прекращения сброса кон-
денсата из полости всех термоформ при перемещении па-
кета вверх и подключения выводного трубопровода к об-
ратным клапанам. На стойке с кареткой смонтированы
Рис. 108. Схема пароснабжения пакетировщика при авто-
матическом регулировании подачи пара
1 — термометр сопротивления; 2 — коллектор отвода конденсата;
/ 3 — клапан отвода конденсата; 4 — клапан (обратный) для отвода
конденсата; 5 — коллектор подачи пара; 6 — клапан подачн пара;
7 —клапан (обратный) на подаче пара; 8 — пневмоцилиндр;
9 — конденсатопроаод
клапаны отвода конденсата и пневмоцилиндр, а также
выводной коллектор с пятью обратными клапанами.
Контроль температуры и регулирование режима теп-
ловой обработки изделий в термоформе осуществляются
при помощи термометра сопротивления, помещенного в
клапан для отвода конденсата.
Система АПРТ (автоматического программного регу
лирования температуры) работает следующим образом
(рис. 108). При помощи двух реле счета времени, уста-
новленных на щите регулирования и контроля, задается
режим тепловой обработки изделий, т. е. время подъема
температуры конденсата до максимальной заданной и
время, в течение которого изделие выдерживается при
260
этой температуре. При этом имеется в виду, что измене-
ние температуры конденсата мало отличается от измене-
ния температуры бетона. Время подъема температуры
можно разделить на два этапа, например, за первые 2 ч
подъем температуры до 65° С, за вторые 2 ч— до 95° С,
т. е. общий подъем температуры в данном случае длится
4 ч.
Регулирование, контроль и регистрация температуры
осуществляются при помощи двух электронных самопи-
шущих уравновешенных мостов типа ЭМР-209, работа-
ющих в комплексе с термометрами сопротивления. По ис-
течении первого периода подъема температуры термо-
метр сопротивления при помощи реле переключается
с одного моста на другой, который обеспечивает следую-
щий этап тепловой обработки.
Как только температура в конденсатопроводе дости-
гает заданной, на один из мостов поступает импульс от
термометра сопротивления, установленного в этом кон-
денсатопроводе. Далее со щита сопротивления и контро-
ля поступает команда на пневмораспределительную стан-
цию, от которой сжатый воздух подается на исполнитель-
ный механизм-пневмоцилиндр и поступает в передний
отсек пневмоцилиндра (перед поршнем). Укрепленный
на штоке поршня клапан подачи пара отъединяется при
этом от обратного клапана. Подача пара в термоформу
прекращается. Как только температура конденсата не-
много понизится, термометр сопротивления дает импульс
на щит управления, откуда поступает команда на пнев-
мостанцию, которая подает сжатый воздух уже в другой
отсек пневмоцилиндра, и клапаны подачи пара соединя-
ются. При этом положение стойки на отводе конденсата
остается неизменным. В пневмосхеме предусмотрено
также ручное управление работой пневмоцилиндров при
наладочных работах и аварийном режиме.
Система автоматики и безопасности работы щелевых
камер с газовыми инфракрасными излучателями. При
работе щелевой камеры, оборудованной газовыми инфра-
красными излучателями, возможность взрыва, а также
загазованности воздушной среды окисью углерода полно-
стью исключается. Образующиеся в камере продукты
сгорания, как известно, не способны воспламеняться.
Взрыв может произойти только в том случае, если в ка-
меру попадет горючий газ, который вместе с воздухом
образует взрывоопасную смесь. Так, для природного
261
газа пределы взрываемости газовоздушной смеси состав-
ляют 5—15%.
Во избежание образования взрывоопасных смесей
указанных концентраций камера снабжена следующими
системами автоматики безопасности, действующими не-
зависимо друг от друга:
1) автоматика безопасности всей установки, отключа-
ющая подачу газа в случае прекращения подачи элект-
роэнергии в цех, а также в случае временного прекраще-
ния поступления газа в ГРП (газовый регуляторный
пункт);
2) автоматика безопасности у каждой горелки, дейст-
вующая при ее затухании.
Кроме того, безопасность эксплуатации камеры обес-
печивается системой вентиляции, которая сблокирована
с пусковым устройством горелок таким образом, что не-
возможно открыть газ на подводящем газопроводе, если
не работает вентилятор.
Опасность взрыва от случайных утечек газа в камеру
(например, при повреждении индивидуальной автомати-
ки горелки или по другим причинам) предотвращается
соблюдением «Правил безопасности в газовом хозяйст-
ве», обязательных для выполнения всеми ведомствами.
В этих правилах особое внимание уделяется систематиче-
скому осмотру и проверке плотности и герметичности
всех газовых разводок в течение всего периода эксплуа-
тации установки.
Обеспечение нормированных санитарно-гигиениче-
ских условий цеха гарантируется работой вытяжной вен-
тиляции. Учитывая, что для нормальной работы горелок
инфракрасного излучения необходимо небольшое разре-
жение, в камере предусматривается блокировка сигнали-
затора разрежения со специальным предохранительным
клапаном на газопроводе. В случае падения разрежения
в камере пневматический импульс передается сигнализа-
тору разрежения, контакт которого с помощью реле
разомкнет цепь питания электромагнита предохрани-
тельного клапана и он перекроет газопровод. Предохра-
нительный клапан закрывается также при отключении
электропитания. Повторное включение клапана в работу
осуществляется вручную. Электроаппаратура схемы ав-
томатики безопасности компонуется на отдельном щитке.
Питание схемы электроэнергией производится перемен-
ным током 220 и 12 в через понижающий трансформатор.
262
---Зажигание вручную горелок инфракрасного излуче-
ния в щелевых камерах не всегда возможно из-за не-
удобства' доступа к ним, поэтому для этой цели приемле-
ма система дистанционного группового и индивидуально-
го управления горелками инфракрасного излучения кон-
струкции СКВ «Газприборавтоматика». Она состоит из
пускового устройства для каждой горелки (электрозажи-
гание и автомат безопасности) и пульта управления на
различное число горелок.
Пусковое устройство (рис. 109) состоит из следующих
основных частей: клапана, пружины, биметаллической
пластины, кронштейна с тремя электроконтактами, спи-
рали биметалла, спирали электрозажигания, регулиро-
вочного винта и штуцера для подвода газа с седлом для
клапана. Клапан со штоком и пружина установлены в
крестовине горелки, в которую ввернуты штуцер и фор-
сунка. При перемещении клапана вдоль оси он перекры-
вает или открывает доступ газа.
Принцип работы пускового устройства заключается в
следующем: при неработающей горелке свободный конец
биметаллической пластины нажимает на шток клапана,
преодолевая усилие пружины, а клапан перекрывает до-
ступ газа к форсунке горелки. Под действием пускового
тока напряжением 12 в сразу же (за 20—30 сек) нагре-
вается спираль электрозажигания до 800—900° С, уста-
новленная между сеткой и керамической панелью горел-
ки. При этом спираль биметалла нагревается до темпера-
туры 250—300° С и в течение 1 —1,5 мин нагревает
биметаллическую пластину. В результате деформации би-
металлической пластины свободный ее конец отходит от
штока клапана, который под действием пружины отжи-
мается и открывает проход газу в форсунку. Газ в ин-
жекторе подсасывает необходимое количество воздуха,
и образовавшаяся газовоздушная смесь поджигается на
поверхности керамических плиток от раскаленной спи-
рали электрозажигания. Через 1—2 мин после включения
горелки в работу корпус ее нагревается настолько, что
тепла, идущего от него к биметаллической пластине, до-
статочно для поддержания ее в деформированном состоя-
нии, и пусковой ток можно выключить. Горелка будет
продолжать работать. Пусковое устройство выполняет
одновременно и функцию автомата безопасности, т. е.
оно отключает подачу газа к горелке в случае ее погаса-
ния. Когда горелка гаснет, остывает ее корпус, а затем и
263
биметаллическая пластина. Ее свободный конец при этом
давит на шток клапана, который перекрывает доступ га-
за к форсунке.
Чтобы при работе горелки спираль электрозажигания
меньше нагревалась, она несколько оттянута от раска-
ленной поверхности керамики. Контактная группа выне-
Рис. 109. Пусковое устройство
горелки ГИИВ-1А
1—штуцер; 2 — крестовина; 3—пру-
жина; 4 — форсунка; 5 — клапан;
6 — спираль электрозажигания;
7 — кронштейн с контактами; 8—ре-
гулировочный винт; 9 — спираль би-
металла; 10 — биметаллическая пла*
стнна
Рис. 110. Принципиальная схе-
ма системы дистанционного уп-
равления газовыми горелками
инфракрасного излучения
1 — контакт пакетного выключите-*
ля; 2 — тумблеры; 3—трасформа-
тор; 4 — рубильник; 5 —предохра-
нитель трубчатый на сеть 220 в;
6 — то же, на сеть 12 в; 7 — горелкн
с запальными устройствами
сена из зоны высокой температуры, что способствует по-
вышению ее долговечности.
Пульт дистанционного управления предназначен для
подачи напряжения на пусковые устройства горелки.
Пульт (рис. ПО) состоит из реле времени 16-1РВ, пере-
ключателя пакетного ТУ ЕО-672-205, однополюсных вы-
ключателей типа КВ-1А, смонтированных в одном кожу-
хе, и трансформатора ОСО-0,25 220/12 в. Количество вы-
ключателей может соответствовать количеству горелок
или групп горелок. Реле времени предназначено для ав-
томатического отключения подачи напряжения на пуско-
264
вое устройство через заданный—интервал времени
5 мин). Потребляемая мощность пускового устройства
горелки 60 вт.
На основании опыта эксплуатации данной системы
можно сделать следующие выводы: система обеспечивает
безопасное обслуживание горелок инфракрасного излуче-
ния; проста в исполнении (в ней нет таких элементов,
как соленоидный клапан, высоковольтные трансформато-
ры, реле МКУ-48 и др.); надежна и устойчива в работе.
Регулирование температуры в камере может быть как
количественное (отключение и включение при необходи-
мости ряда горелок), так и качественное (снижение и по-
вышение тепловой нагрузки горелок).
Количественное регулирование осуществляется с по-
мощью запорной арматуры на группы горелок (напри-
мер, ряда) и надежным электрозажиганием.
Качественное регулирование теплового режима ка-
меры возможно при условии применения автоматическо-
го терморегулятора, т. е. прибора, обеспечивающего по-
нижение или повышение давления газа перед горелками,
а следовательно, тепловой нагрузки горелки. Прибор по-
добного типа (для регулирования давления газа перед
горелками в зависимости от температуры воздуха) в на-
стоящее время разрабатывается в СКВ «Газприборавто-
матика».
ЛИТЕРАТУРА
1. Александровский С. В. Теория теплопроводности бе-
тона. Массивные и стержневые конструкции. Госстройиздат, 1952.
2. Александровский С. В. Теория температурных полей
массивных бетонных тел с учетом экзотермии. Сб. трудов НИИ по
строительству Минмашстроя, вып. 1. Машстройиздат.
3. Александровский С. В. Три задачи теории теплопро-
водности массивного бетона. Сб. трудов НИИ по строительству
Минмашстроя, вып. 3. Машстройиздат, 1950.
4. Астафьев В. А., Прохоров М. А., Перминов Б. Г.
Автоматический контроль и программное регулирование цикла про-
паривания сборного железобетона изд. ЦБТИ Пензенского СНХ, 1961.
5. Б а л а т ь е в П. К- Технология и экономика кассетного произ-
водства. «Промышленность строительных материалов Москвы»,
№ 6, 1962.
6. Б а л а т ь е в П. К- Основные вопросы организации техно-
логии и экономики прокатного производства. «Промышленность
строительных материалов Москвы», № 4, 1962.
7. Б а л а т ь е в П. К., Г о р д о н С. С. Пути совершенствования
технологии производства железобетонных изделий методом вибро-
проката. Сб. трудов НИИЖелезобетона, вып. 6. Госстройиздат, 1962.
8. Балатьев П. К.-, С о к о л о в В. А. Ускорение твердения
бетона при кассетной технологии производста сборных железобетон-
ных конструкций. Труды конференции РИЛЕМ, М., 1968.
9. Б у т т Ю. М., Т и м а ш е в В. В., Л у к а ц к а я Л. А. Уско-
рение твердения цементов при температурах 20—100° С. Труды
конференции РИЛЕМ, М., 1968.
10. Белов А. В. К определению температурных напряжений
в бетонной плите с учетом экзотермии и теплоизоляции при пере-
менной температуре окружающей среды. Изв. ВНИИТ, т. 47, 1953.
11. Будников П. П., Роя к С. М., Малинин Ю. С.,
Маянц М. М. Исследование процессов гидратации портландцемен-
та при тепловлажностной обработке при температуре 100° С. Труды
конференции РИЛЕМ. М., 1968.
12. Б у ж е в и ч Г. А. Испарение воды из бетона. Сб. трудов
НИИЖБ, вып. 7. Госстройиздат, 1957.
13. Бутт Ю. М., Рашкович Л. Н. Твердение вяжущих при
повышенных температурах. Стройиздат, 1965.
14. В а с и л ь е в П. И., 3 у б р и ц к а я М. А. Температурные
266
напряжения—от—экзотермии—цемента—в—блоках—типа____плиты._Изв,
ВНИИТ, т. 56, 1956.
15. В е й н и к А. И. Приближенный расчет процессов теплопро-
водности. Госэнергоиздат, 1959.
16. Вознесенский А. А. Тепловые установки в производстве
строительных материалов и изделий. Стройиздат, 1964.
17. В о з н е с е н с к и й А. А. Недостатки теплоиспользования на
заводах железобетонных изделий. «Промышленная энергетика»,
1961, № 2.
18. Вознесенский А. А. Установка аккумуляторов пара на
заводах железобетонных изделий. «Промышленная энергетика»,
1958, К» 7.
19. Вукалович М. П. и Новиков И. И. Техническая
термодинамика. Госэнергоиздат, 1952.
20. Гинзбург Ц. Г., К о ц Л. И. Тепловыделение при твер-
дении цементных растворов и бетонов. Сб. трудов, вып. 192, 1962.
21. Гинзбург Ц. Г., Кинд В. В., Л и т в и н о в а Р. Е. Не-
которые вопросы, связанные с тепловыделением при твердении це-
ментов, «Цемент», № 4, 1960.
22. Горбачев Д. Е., Крюков Р. В., М и х а н о в с к и й Д. С.
Некоторые вопросы ускорения твердения бетона при изготовлении
панелей в вертикальном положении. Труды конференции РИЛЕМ,
М„ 1968.
23. Г о р н о х А., Т е т а р е к А. Направление в исследовании
и развитии механизации производства бетонных и железобетонных
изделий. ВНИИСтроммаш, 1959.
24. Гребер Г., Эрк Е. и Григуль У. Основы учения
о теплообмене. ИЛ, 1958.
25. Г р о о т С. Р. Термодинамика необратимых процессов. Гос-
техиздат, 1956.
26. Гуп М. Г., С и л е н к о в Ю. С., Троупянский Б. Ф.
Модернизация кассетных установок на Харьковском ДСК. «Бетон
и железобетон», 1963, № 3.
27. Гудемчук В. А., Константинов В. Р. «Журнал тех-
нической физики», вып. 9, 1936.
28. Гухман А. А. Физические основы теплопередачи. Гос-
энергоиздат, 1934.
29. Давыдов Н. Н. Крупнопанельное домостроение во Фран-
ции. «Бетон и железобетон», 1959, № 8.
30. Д а в ы д о в Н. Н., Ш и с г а л Ю. М. Ташкентский комбинат
крупнопанельного домостроения. «Механизация строительства».
1961, № 4. * !
31. Д митр о вич А. Д. Тепло- и массообмен при твердении
бетона в паровой среде. Строийздат, 1967.
32. Д м и т р о в и ч А. Д. Определение теплофизических свойств
строительных материалов. Госстройиздат, 1963.
33. Д о р ф В. А., Д о в ж и к В. Г. Исследование влияния влаж-
ности и структуры на коэффициент теплопроводности керамзито-
бетона. Труды ВНИИЖелезобетона, вып. 10, 1965.
34. Е р е м е н о к И. П. Влияние температуры на тепловыделение
цемента. Известия высших учебных заведений. «Строительство и ар-
хитектура», вып. 4, 1960.
35. 3 а с е д а т е л е в И. Б. Теплообмен в камерах периодическо-
го действия. «Бетон и железобетон», 1959, № 1.
36. Заседателев И. Б. Исследование теплофизических про-
267
цессов при твердении бетона в камерах периодического действия.
Диссертация, М., 1958.
37. 3 а с е д а т е л е в И. Б. Повышение эффективности тепло-
влажиостиой обработки сборного железобетона. Минстрой СССР,
1957.
38. 3 а с е д а т е л е в И. Б. «Бетон и железобетон», 1966, № 1.
39. 3 а п о р о ж е ц И. Д., Окороков С. Д„ П а р и ft-
ски й А. А. Тепловыделение бетона. Стройиздат, 1966.
40. И в а и ц о в Г. П. Нагрев металла. Металлургиздат, 1948.
41. Инструкция по пропариванию бетонных и железобетонных
изделий на заводах и полигонах АСиА СССР. НИИЖБ. Госстрой-
издат, 1962.
42. Инструкция по тепловой обработке паром бетонных и желе-
зобетонных изделий на заводах и полигонах. Стройиздат, 1969.
43. Кайсер Л. А., Марьямов Н. Б., Панфилова Л. И.
Температурные градиенты в бетоне сборных конструкций, подвергае-
мых пропариванию, и их влияние на качество и долговечность бетона.
Труды конференции РИЛЕМ, М., 1964.
44. К а з н и и Е. В. Усовершенствования тепловых камер непре-
рывного действия на конвейерных заводах железобетонных изделий.
«Бетон и железобетон», I960, № 5.
45. К о з л о в Н. Я. Изготовление железобетонных панелей ме-
тодом проката. «Строительные материалы», 1958, № 5.
46. К р о и г а у з С. Д. Тепловая обработка и теплоснабжение
на заводах сборного железобетона. Госстройиздат, 1961.
47. Конвейерная линия с бескамериой термообработкой плоских
железобетонных изделий. ЦБТИ. Госстройиздат, 1962.
48. Кутателадзе С. С. Теплопередача при конденсации и ки-
пении. Машгиз, 1952.
49. Кутателадзе С. С.,Бори шанский В. М. Справочник
по теплопередаче. Гостехиздат, 1959.
50. Копье в С. Ф. Теплоснабжение. Госстройиздат, 1953.
51. Л ев ин а с Е. Р., Монфред Ю. Б., Миха нев-
ский Д. С. Сокращенные режимы прогрева панелей в типовых
кассетных установках Гипростройиидустрии. «Бетон и железобе-
тон», 1963, № 4.
52. Л ы к о в А. В. Теория теплопроводности, М., ГИТЛ, 1952.
53. Лыков А. В. Теоретические основы строительной физики.
Издательство АН БССР, Минск, 1961.
54. Лыков А. В. Тепло- и массообмен в процессах, сушки. Гос-
энергоиздат, 1956.
55. Марьямов Н. Б. Нагрев бетонных изделий в камерах
твердения периодического действия. Сб. трудов НИИЖелезобетона,
вып. 2. Госстройиздат, 1959.
56. Марьямов Н. Б. Определение оптимальных тепловых ре-
жимов обработки железобетонных изделий на прокатных станах.
«Бетон и железобетон», I960, № 11.
57. Марьямов Н. Б. Расчет охлаждения железобетонных из-
делий воздухом. Сб. трудов НИИЖелезобетоиа, вып. 3, 1961.
58. Марьямов Н. Б. Графический метод определения количе-
ства воздуха для охлаждения железобетонных изделий после тепло-
влажностиой обработки. «Промышленность строительных материа-
лов Москвы», № 18—19, 1961.
59. М а р ь я м о в Н. Б., Бирюкова В. И. Исследование вер-
тикальной камеры непрерывного действия для тепловой обработки
железобетонных изделий. «Бетон и железобетон», 1962, № 4.
268
----60. М а р ь я м о в Н. Б., Па-нфилова Л-И, Температурные,
поля в различных изделиях из тяжелого бетона во время тепловой
обработки. Сб. трудов ВНИИЖелезобетона, вып. 10, 1965.
61. Марьямов Н. Б. Расчет эжектора к системе пароснаб-
жеиия кассетно-формующих установок для изготовления железо-
бетонных изделий: Сб. трудов ВНИИЖелезобетона, вып. 13, 1967.
62. М а р ь я м о в Н. Б., Шумилин В. И. Щелевая камера
непрерывного действия с электронагревом для тепловой обработки
керамзитобетониых . изделий. «Техническая информация»
ЦНИИТЭСТРОМ, вып. 10, 1966. Серия «Промышленность сборного
железобетона».
63. М а л и н и н Ю. С., Л о п а т н и к о в а Л. Я., Г у с е в а В. И.,
Клишанис И. Д. К вопросу о гидратации и твердении портланд-
цемента. Труды конференции РИЛЕМ, М., Стройиздат, 1968.
64. М а й б о р о д а И. Н. Технология изготовления и монтаж
крупнопанельных перегородок. Госстройиздат УССР, Киев, 1957.
65. М и р о и о в С. А., М а л и и ин а Л. А. Ускорение твердения
бетона. Стройиздат. 1964.
66. М и р о н о в С. А. Некоторые обобщения по теории и техно-
логии ускоренного твердения бетона. Труды конференции РИЛЕМ,
М., 1968.
67. М и х а н о в с к и й Д. С. Вопросы вибрации и термообработ-
ки при изготовлении крупных панелей в вертикальных кассетных
формах. Сб. технической информации Главмосжелезобетона, 1958,
№ 6—7.
68. М и х а и о в ск и й Д. С., Штейнберг А. С. Интенсифи-
кация режима тепловой обработки при кассетном производстве же-
лезобетонных изделий. «Бетон и железобетон», 1962, № 4.
69. Михаи овский Д. С. Основные вопросы изготовления
крупнопанельной домостроительной продукции в кассетных формах
со щитами из листовой стали. Диссертация, 1959.
70. М к р т у м я н А. К. Технология изготовления деталей крупно-
панельных домов в кассетах. Госстройиздат, 1961.
71. Монфред Ю. Б. Технология изготовления железобетон-
ных изделий для жилищного строительства (кассетный способ).
Госстройиздат, 1963.
72. Морозов Н. Ф., Порожняков В. И. Механизирован-
ная кассета с железобетонными стенками. «Механизация строитель-
ства», 1961, № 4.
73. Нестеренко А. В. В сб.: «Тепло- и массообмен в процес-
сах испарения». АН СССР, 1958.
74. Некрич Е. И., Марьямов Н. Б., Комиссаро-
ва М. Н. Вертикальные камеры ускоренного твердения бетона ДСК-2
Главленинградстроя. ЦНИИТЭСТРОМ, вып. 6, 1967.
75. Н и к о л а е в а М. Ф. К вопросу о распределении темпера-
туры в бетонных массивах. 1941.
75а. Н е р с Р. У., Циммер Т. Испытание пропаренного бетона
на прочность. Труды конференции РИЛЕМ, М., 1968.
76. Промыслов В. Р., Козлов Н. Я-, Львовский Б. Б,
Изготовление крупноразмерных гипсобетонных и железобетонных
изделий методом проката. Госстройиздат, 1959.
77. П од у р о в с к и й И. И. Пропаривание цементных бетонов
в среде насыщенного пара. Диссертация, 1961,
269
----78. Р е й и с д о р ф—3. Усовершенствование пропаривания бето-—
на при атмосферном давлении пара и прогрева бетона при темпе-
ратуре до 100° С. Труды конференции РИЛЭМ, М., 1968.
79. Ржига И. К вопросу о режиме оптимальной продолжитель-
ности и температуре ускоренного твердения бетона при быстром
нагревании. Перевод с чешского № 477, Брно, 1958.
80. Семенов Л. А., Подуровский Н. И. Безнапорная
пропарочная камера. Госстройиздат, 1961.
81. Семеин В. М. Исследование теплоотдачи влажного воз-
духа при конденсации пара. Диссертация, 1960.
82. Справочник по производству сборных железобетонных из-
делий, т. 1. Стройиздат, 1965.
83. -Указания по проектированию установок для подогрева за-
полнителей бетона. ЦБТИ Минстроя РСФСР, 1960.
84. Шак. А. Промышленная теплопередача. Металлургиз-
дат, 1961,
оглавление
Стр.
Введение ............................................... 3
Глава 1
Теплоносители, используемые при тепловой обработке
бетонных и железобетонных изделий
1. Водяной пар и его основные физические свойства ...... 6
2. Основные теплофизические параметры влажного воздуха .. 13
3. Инфракрасное излучение и его источники.............. 24
4. Природный газ и продукты его сгорания .............. 31
Глава 2
Теплообмен и массообмен между бетоном
. и средой в установках для тепловой обработки бетона
1. Кондуктивный теплообмен и коэффициенты теплопровод-
ности .,............................................... 33
2. Конвективный теплообмен и характеризующие его парамет-
ры и критерии ........................................ 42
3. Теплообмен при тепловой обработке бетона в ямных и вер-
тикальных камерах ..................................... 46
4. Теплообмен в туннельных пропарочных камерах непрерыв-
ного действия, кассетных установках и термоформах..... 53
5. Коэффициенты теплообмена при излучении ............. 55
6. Массообмен в процессе тепловой обработки бетона ........ 58
Глава 3
Температурные поля в бетонных и железобетонных изделиях,
подвергаемых тепловой обработке, и их расчет
1. Общие положения..................................... 67
2. Тепловыделение бетона при его тепловой обработке ... 70
3. Распределение температур и температурные перепады в бе-
тонных и железобетонных изделиях в период подъема тем-
пературы среды в камере ............................... 84
4. Распределение температур и температурные перепады в бе-
тонных и железобетонных изделиях в период изотерми-
ческого прогрева ..................................... 100
5. Определение расхода, тепла на нагрев бетонных и железо-
бетонных изделий .................................... 108
271
____ Стр.
6. Нагрев железобетонных изделий сложной формы 114
Глава 4
Режимы тепловой обработки
бетонных и железобетонных изделий
1. Режимы пропаривания изделий из тяжелых бетонов ...... 121
2. Режимы тепловой обработки изделий из легких бетонов .. 130
Глава 5
Установки ускоренного твердения бетона
периодического действия и их тепловой расчет
А. Ямные пропарочные камеры ................... 133
1. Конструкция и оборудование .......................... 133
2. Вентиляция камеры и расчет количества воздуха, необхо-
димого для охлаждения изделий .......................... 141
3. Тепловой расчет ямной пропарочной, камеры ........... 146
Б. Камеры для тепловой обработки изделий продук-
тами сгорания газа ............................ 157
В. Кассетные установки ........................ 166
1. Конструкция ......................................... 166
2. Распределение температур по панели, прогреваемой в кассет-
ной установке ...................................... 169
3. Расчет эжектора системы пароснабжения кассетных уста-
новок .................................................. 176
4. Тепловой расчет кассетных установок ................. 188
Глава 6
Установки ускоренного твердения бетона
непрерывного действия
1. Туннельные камеры непрерывного действия с паронагревом 192
2. Щелевые камеры непрерывного действия с паронагревом
и электронагревом................................... 198
3. Вертикальные камеры непрерывного действия ........... 207
4. Вибропрокатные станы ............................... 214
5. Тепловой расчет камер непрерывного действия ......... 218
Глава 7
Бескамерная тепловая обработка железобетонных изделий
1. Тепловая обработка изделий в термоформах пакетировщика 224
2. Тепловая обработка железобетонных труб .............. 233
3. Тепловая обработка подкрановых балок ............... 241
Глава 8
Автоматизация процессов тепловой обработки
железобетонных изделий
1. Полуавтоматическое регулирование режима тепловой обра-
ботки железобетонных изделий............................ 247
2. Программное регулирование режима тепловой обработки
железобетонных изделий ................................. 252
Литература ............................................ 266