Характеристики карборундовых нагревателей

⇐ ПредыдущаяСтр 8 из 14Следующая ⇒

Назначение нагревателя	Тип нагревателя	Размеры	Площадь поверхности рабочей части, 10^-4 м²×	Полное сопротивление в нагретом состоянии, Ом
Длина рабочей части, м	Общая длина, м	Диаметр рабочей части, мм	Диаметр выводов, мм
Промышленные	КНС-25/406	0, 30	0, 406		–		0, 77–1, 75
КНС-25/440	0, 30	1, 12				1, 1–1, 55
КНС-25/540	0, 40	1, 22				1, 2–1, 80
КНС-32/711	0, 56	0, 711		–		1, 1–2, 80
КНМВ-25/640	0, 40	0, 64				1, 1–2, 0
Лабораторные	КНМ-8´ 100´ 270	0, 10	0, 27			25, 1	1, 0–2, 0
КНМ-8´ 150´ 270	0, 15	0, 27			37, 8	1, 5–3, 0
КНМ-8´ 150´ 320	0, 15	0, 32			37, 8	1, 5–3, 0
КНМ-8´ 150´ 450	0, 15	0, 42			37, 8	1, 5–3, 0
КНМ-8´ 180´ 300	0, 18	0, 30			45, 2	1, 8–3, 6
КНМ-8´ 180´ 350	0, 18	0, 35			45, 2	1, 8–3, 6
КНМ-8´ 180´ 400	0, 18	0, 40			45, 2	1, 8–3, 6
КНМ-8´ 180´ 480	0, 18	0, 48			45, 2	1, 8–3, 6
КНМ-8´ 200´ 500	0, 20	0, 50			50, 2	2, 0–4, 0
КНМ-8´ 250´ 450	0, 25	0, 45			62, 8	2, 5–5, 0
КНМ-12´ 250´ 750	0, 25	0, 75			94, 2	1, 5–3, 0
КНМ-14´ З00´ 250	0, 30	0, 80			132, 0	1, 75–3, 5
КНЛ-12/280	0, 2	0, 28		–	75, 4	4, 4–9, 0
КНЛ-12/320	0, 23	0, 32		–	86, 5	4, 5–9, 0
КНЛ-16/320	0, 23	0, 32		–	115, 0	4, 5–9, 0
ТН-55/40´ 200´ 75	0, 2	0, 35	55/40		327, 0	1, 0–2, 6

Примечание. Обозначение нагревателей: КНС-25/540 – корборундовый нагреватель составной, диаметр рабочей части 25 мм, длина рабочей части и металлизированных концов 540 мм; КНМ-8´ 180´ 400 – карборундовый нагреватель из мелкозернистых масс, 8 – диаметр рабочей части; 180 – длина рабочей части, 400– общая длина; КНМВ-25/640 – карборундовый нагреватель с приварными выводными концами, 25 – диаметр рабочей части; 640 – общая длина; КНЛ-16/320 – карборундовый нагреватель, 16 – диаметр рабочей части, 320 – общая длина.

Для расчета нагревателей необходимы следующие исходные данные: установленная мощность, которая определяется тепловым расчетом печи; максимальная температура нагрева изделий; длина зоны, в которой устанавливаются нагреватели, а также сечение канала печи.

Наиболее распространенными типами карборудных нагревателей являются цельные (тип КИМ) и составные (тип КНС) нагреватели. Основные сведения о карборундовых нагревателях приведены в табл. 22.

В печи нагреватели можно располагать как вертикально, так и горизонтально.

Рис. 12. Коэффициенты a_г для карборундовых нагревателей

Особенностью расчета карборундовых нагревателей является необходимость определения ступеней напряжения питающего трансформатора таким образом, чтобы при переключении ступеней напряжения в процессе «старения» нагревателя мощность печи не была больше допустимого и меньше заданного значения.

Последовательность расчета нагревателей из SiC аналогична расчету металлических нагревателей, и допустимую удельную поверхностную мощность w_ид определяют с использованием графиков на рис. 68 [1] и с помощью рис. 12 вычисляют w:

w = w_идa_г,

(86)

причем е / d задают.

Расчетную удельную поверхностную мощность w_p, Вт/см², определяют по формуле

w_p = w_ид K₁ K₂ K₃ K₄ K₅,

(87)

где K₁ – коэффициент эффективности излучения (принимается для карбидкремниевых нагревателей, равным 0, 68); K₂ – коэффициент шага и размеров (определяется отношением S / d, где S – расстояние междуосями нагревателей; d – диаметр рабочей части. Для предварительных расчетов (при отсутствии данных S и d) принимается равным 1, 25–1, 3); K₃ – коэффициент, учитывающий отношение площади двух поверхностей: той, которая отдает тепло, к той, которая его воспринимает (в печах канального типа значения K₃ близки к 1); K₄ –коэффициент, который учитывает реальный приведенный коэффициент излучения С_излуч, Вт/(м²× К⁴). Для зоны обжига туннельных печей величину K₄ принимают равной 1. K₅ выбирают в зависимости от материала плит свода. Для карбидокремниевых плит она составляет 0, 6–0, 8, для шамотных плит 0, 5–0, 6, для корундовых плит 0, 6.

Расчетная поверхностная мощность w_pне должна превышать допустимую, которая указана в табл. 23.

Таблица 23

Допустимая удельная поверхностная мощность на

Нагревателях

Температура в печи, °С	Поверхностная мощность, Вт/см²
	19, 0
	17, 0
	14, 5
	11, 5
	7, 5
	5, 0
	3, 6

Мощность одного нагревателя N, кВт, находят по формуле

N = w f_раб,

(88)

где f_раб – площадь наружной поверхности рабочей части нагревателя, м² (определяют по табл. 20).

Небольшой мощностью, выделяемой в токоподводах, обычно пренебрегают.

Падение напряжения на одном нагревателе U, В, равно

U =

(89)

где R – сопротивление нагревателя, Ом.

Поскольку исходное сопротивление нагревателей колеблется в широких пределах, а также сильно меняется в процессе эксплуатации, необходимо определить верхний и нижний предел изменения напряжения U. Для определения нижнего предела в формулу (87) подставляют меньшее значение сопротивления, приведенного в табл. 24. Верхний предел напряжения определяют по наивысшему значению сопротивления и увеличивают полученное значение в 2, 5–3, 0 раза для учета «старения» нагревателя, возможного падения напряжения питающей сети и выделения мощности в выводах нагревателей.

Зная заданную мощность печи и мощность одного нагревателя, можно найти общее число нагревателей. Затем, выбирая схему включения нагревателей (параллельно или последовательно) и ориентируясь на напряжения, необходимые для питания одного нагревателя, определяют значение верхней и нижней ступеней трансформатора. После этого устанавливают необходимые промежуточные ступени напряжения трансформатора.

1.3.6.3. Расчет нагревателей из дисилицида молибдена. Металлокерамические нагреватели из MoSi₂ целесообразно применять в тех случаях, когда требуется нагрев изделия до температур 1350–1550°С. Температуры нагревателя при этом достигают значений 1450–1680^оС.

Основные характеристики нагревателей приведены в табл. 24.

Таблица 24

Допустимые мощности N, удельные поверхностные мощности wи напряжения U различных типоразмеров нагревателей из ДМ

Тип нагревателя	Раз-вернутая длина рабо-чей части, м	Повер-хность рабо-чей части, ´ 10^-4 м²	Сопро-тивление двух выводов при 700°С 2R_выв, Ом	Температура, ^оС

N, кВт	U, B	N, кВт	U, B	N, кВт	U, B
ДМ- 180/250	0, 39	72, 4	0, 0068	1, 26	8, 5	1, 06	7, 95	0, 606	6, 00
ДМ- 180/400	0, 0108	1, 35	9, 1	1, 135	8, 5	0, 650	6, 45
ДМ-250/250	0, 53	99, 4	0, 0068	1, 67	11, 2	1, 41	10, 5	0, 805	8, 00
ДМ-250/400	0, 0108	1, 76	11, 8	1, 49	11, 1	0, 89	8, 60
ДМ-315/250	0, 66	124, 2	0, 0068	2, 05	13, 7	1, 74	12, 9	0, 99	9, 80
ДМ-315/400	0, 0108	2, 14	14, 3	1, 81	13, 4	1, 03	10, 4
ДМ-3 15/500	0, 0135	2, 20	14, 7	1, 86	13, 8	1, 06	10, 5
ДМ-400/250	0, 83	156, 0	0, 0068	2, 54	17, 0	2, 16	16, 0	1, 23	12, 1
ЦМ-400/400	0, 0108	2, 64	17, 6	2, 23	16, 6	1, 27	12, 5
ДМ-400/500	0, 0135	2, 70	18, 0	2, 28	16, 9	1, 30	12, 8
ДМ-500/250	1, 03	194, 0	0, 0068	3, 13	20, 9	2, 64	19, 6	1, 51	15, 0
ДМ-500/400	0, 0108	3, 22	21, 5	2, 72	20, 2	1, 55	15, 3
ДМ-500/500	0, 0135	3, 29	22, 0	2, 77	20, 5	1, 58	16, 6
ДМ-630/250	1, 29	243, 0	0, 0068	3, 87	26, 0	3, 28	24, 4	1, 88	18, 5
ДМ-630-400	0, 0108	3, 96	26, 5	3, 35	24, 8	1, 93	19, 0
ЦМ-630/500	0, 0135	4, 01	27, 0	3, 40	25, 2	1, 95	19, 2
ЦМ-800/700	1, 63	307, 0	0, 0200	5, 15	34, 5	4, 36	33, 2	2, 48	24, 5
w, кВт/м²

Примечание. ДМ-315/250 означает: длина рабочей части 315 мм, длина вывода 250 мм.

Электрическое сопротивление нагревателей из ДМ при комнатной температуре низко, но оно резко возрастает с повышением температуры. Вследствие этого электропечи с нагревателями из ДМ всегда снабжены понизительными трансформаторами с набором промежуточных ступеней напряжения. Наиболее распространенная форма нагревателей из ДМ U-образная.

Расчет нагревателей из ДМ аналогичен расчету карборундовых нагревателей. Величина коэффициента a в формуле (76) имеет постоянное значение, поскольку при стандартной форме нагревателя коэффициент a_г = 1, 27 и a = a_эфa_г = 0, 68 × 1, 27 = 0, 87.

Мощность рабочей части нагревателя из ДМ N_раб находят по формуле (88), причем значение f_раб берут из табл. 24.

Полную мощность нагревателя N, кВт, с учетом мощности, выделяемой в выводах, находим по формуле

N = N_раб (1 +

(90)

r, 10⁶ Ом м

где R_выв – сопротивление одного вывода нагревателя при температуре t, Ом; R_раб – сопротивление рабочей части при температуре t, Ом.

Для стандартной формы нагревателя из ДМ с d_раб = 6 мм, d_выв = 12 мм, средней по длине температуре выводов 700°С мощность равна

N = N_раб (1 +

(91)

где l_выв и l_раб – соответственно длина одного вывода и развернутая длина рабочей части нагревателя, м; r_раб – удельное электрическое сопротивление рабочей части нагревателя при температуре t, Ом× м (рис. 13).

Полное сопротивление нагревателя R, Ом, вычисляют по формуле

R = 3, 54 × 10⁴(r_раб l_раб + 0, 75 10^-6 l_выв).

(92)

При включении холодной печи пусковое напряжение в течение 2–10 мин должно постепенно увеличиваться до величины, составляющей 30–35% рабочего напряжения. В момент пуска мощность печи будет превышать величину N.

Рис. 13. Зависимость удельного электрического сопротивления рабочей части нагревателя из дисилицида молибдена от температуры

1.3.7. Расчет вакуумной системы

Расчет вакуумной системы проводится, как правило, в два этапа. На первом этапе осуществляется проектировочный расчет, в результате которого определяются принципиальная схема системы, типы и марки насосов, коммутирующие элементы и ориентировочные размеры трубопроводов. На втором этапе осуществляется проверочный расчет, в результате которого уточняются характеристики насосов, размеры трубопроводов и коммутирующих элементов вакуумной системы, а также определяется время, необходимое для достижения заданного уровня вакуума.

Исходными данными для расчета являются:

- характер технологического процесса, для которого проектируется вакуумная система;

- начальное остаточное давление в системе, Па;

- время достижения необходимого вакуума, мин;

- размеры вакуумной камеры или площадь, обращенная в вакуумную полость;

- материалы обрабатываемых изделий и камеры, а также их характеристики (удельное газовыделение и скорость удельного газовыделения).

Расчет включает следующие этапы.

1. Выбор схемы вакуумной системы исходя из требуемого уровня вакуума данного процесса с определением количества ступеней откачки. Выбранная схема представляется графически на листе формата А 4. На принципиальной схеме вакуумной системы изображаются все элементы и устройства, необходимые для осуществления заданных вакуумных процессов, контроля над их осуществлением, а также все вакуумные связи между элементами. Элементы и устройства вакуумных систем на принципиальных схемах изображаются с помощью условных графических и буквенно-цифровых обозначений в соответствии с ГОСТ 2.796-95 «ЕСКД. Обозначения условные и графические. Элементы вакуумных систем» и 2.797-81 «ЕСКД. Правила выполнения вакуумных схем».

2. Расчет газовых потоков.

Суммарный поток газа Q_вх (Па м³/с), поступающего в вакуумную систему, имеет несколько составляющих:

Q_вх = Q_изд + Q_газ + Q_пр + Q_упл,

(93)

где Q_изд – поток натекания из обрабатываемых изделий; Q_газ – поток газовыделения со стен камеры; Q_пр – поток, обусловленный газопроницаемостью через стенки вакуумной камеры; Q_упл – поток натекания в систему за счет несовершенства уплотнений.

Этот суммарный поток натекания подлежит откачке при стационарном режиме работы вакуумной системы.

Поток газов, поступающих в вакуумную систему из обрабатываемых изделий Q_изд, (Па м³)/с оценивают по формуле:

Q_изд = (M q_г b_г)/t_o,

(94)

где M – масса обрабатываемых изделий, кг; q_г – удельное газовыделение из материала изделия, (Па м³)/кг; b_г – коэффициент, учитывающий неравномерность газовыделения, обычно b_г = 1, 5–2; t_o – время вакуумной обработки изделия, с.

Поток газов, выделяющихся со стенок в вакуумную систему вследствие нестационарного диффузионного газовыделения, определяется по формуле:

Q_газ = q_г^’ S,

(95)

где q_г^’ – скорость удельного газовыделения с поверхности стенок вакуумной системы, Па м³/(м² с); S – площадь поверхности стен камеры, или площадь поверхности, обращенной в вакуумную полость, м².

Если вакуумная камера имеет стенки из различных материалов, то общее газовыделение равно сумме газовыделений с поверхности всех элементов. При проектировочном расчете вакуумной системы поток газов принимается постоянным во времени. Скорость удельного газовыделения q_г^’ поверхностей, имеющих комнатную температуру, принимается равной значению скорости газовыделения после одного часа откачки.

Поток газа Q_пр, поступающего в вакуумную систему вследствие проницаемости через стенки вакуумной камеры, может быть оценен по формуле:

(96)

где K_o – константа проницаемости; S – площадь поверхности и h – толщина стенки вакуумной камеры; р₁ и р₂ – давление внутри и снаружи вакуумной камеры, Па; j – количество атомов в молекуле газа; Е_пр – энергия активации газопроницаемости, Дж/моль; Т – термодинамическая температура стенки; R = 8, 31 Дж/моль К – универсальная газовая постоянная. Значения K_o, Е_пр для различных материалов приведены в таблице 3 Приложения [24].

Стационарная проницаемость газа через стенки вакуумной системы, изготовленные из различных материалов или различной толщины, рассчитывается как сумма проницаемостей через отдельные участки. Также суммируются потоки газопроницаемости отдельных газов.

Поток Q_упл газов, поступающих в вакуумную систему через уплотнения разборных соединений, а также через неразборные соединения, которые в принципе не могут обеспечить абсолютную герметичность, можно оценить по формуле:

Q_упл = K_в Q_ти N_с/n_с,

(97)

где Q_ти – минимальный поток газов, регистрируемый течеискателем; K_в – вероятность наличия течи, пропускающей поток газа, меньшей чувствительности течеискателя; N_с – число соединений вакуумной системы; n_с – число одновременно проверяемых соединений. Минимальное значение газового потока Q_упл соответствует испытанию на герметичность всей вакуумной системы в целом (n_с = N_с).

3. Выбор типа используемых насосов (начиная с высоковакуум- ного участка) с учетом требуемого уровня вакуума, времени его достижения и суммарного потока натекания, а также характера процесса, для которого проектируют вакуумную систему. При выборе типа насоса учитывают характер работы насоса: возможность (либо принципиальную невозможность) использования масляных насосов и т. д.

Для нахождения номинальной быстроты действия насоса используют формулу:

	(98)
S_н = Q_вх/(K_и1 P₁ – P_пр),	(99)

где Q_вх (Па м³/с) – суммарный поток газа, K_и1 – коэффициент использования насоса на высоковакуумном участке; P₁ – остаточное давление в вакуумной камере, Па; P_пр – предельное давление выбранного типа насоса, Па. K_и1 выбирают исходя из типа насоса и значения S_эф, определяемого по формуле:

S_эф = Q_вх/ P₁,

(100)

и зависимостей, приведенных на рис. 4, 5–4, 8 [24]. Оптимальное значение коэффициента использования насоса зависит от типа насоса и числа n элементов вакуумной системы на участке от насоса до откачиваемого объекта. С учетом полученного значения S_н выбирают ближайший по быстроте действия насос.

При последовательном соединении насосов в вакуумной системе рабочее давление механического насоса (для насосов, сжимающих газ, выбирают по максимальному выпускному давлению высоковакуумного насоса с коэффициентом запаса j = 2, а для сорбционных насосов – их наибольшее рабочее давление с тем же коэффициентом запаса). Далее рассчитывают S_н для второго насоса и выбирают ближайший по быстроте действия низковакуумный насос.

Здесь же проводится оценка совместимости работы выбранных насосов путем построения рабочих характеристик насосов по номинальным скоростям откачки и анализа характера перекрывания этих характеристик. Условием совместной работы двух насосов является выполнение соотношения:

рабочее давление низковакуумного насоса должно быть меньше, чем наибольшее выпускное давление высоковакуумного насоса.

Условием запуска также может являться отсутствие двойного пересечения кривых S_Q и S_эфф1 в интервале рабочих давлений на графике рабочих характеристик насосов (рис. 14).

4. Расчет проводимости трубопроводов с учетом определенного режима течения газов, определение конструкционных размеров трубопроводов.

Находят общую проводимость участка вакуумной системы от высоковакуумного насоса до вакуумной камеры по формуле:

U_o1 = S_н1 K_и1/(1 – K_и1),

(101)

где S_н1 и K_и1 – номинальная скорость откачки и коэффициент использования выбранного высоковакуумного насоса соответственно.

В случае параллельного или последовательного соединения трубопроводов при расчете проводимости используют выражения:

S_Q

Рис. 14. Определение возможности совместной работы двух насосов при постоянном потоке натекания: 1, 2 – Зависимость величин S_н1, S_н2 S_эф1, S_эф2 от давления для высоковакуумного и низковакуумного насосов

	(102)
	(103)

Приняв, что элементы данного участка вакуумной системы имеют одинаковую проводимость и с учетом соотношения для последовательно соединенных элементов (101) определяют проводимость каждого элемента по формуле:

U_oj = U_o n,

(104)

где n – число элементов.

Для расчета размеров трубопроводов (диаметра D или сторон сечения насоса а, в) используют соотношения, приведенные в табл.4.5 [24], задаваясь значениями длины трубопроводов с учетом режима течения газов в трубопроводах.

Режим течения газов оценивают по величине критерия Кнудсена (K_n). Молекулярный режим течения имеет место при значениях K_n> 0, 33. Вязкостный (ламинарный) режим течения имеет место при K_n< 0, 01. Переходному режиму соответствует 0, 01< K_n< 0, 33.

В свою очередь критерий Кнудсена определяют по формуле:

K_n = L/d_эф,

(105)

где L – средняя длина свободного пробега молекул газа при определенном давлении, м Па; d_эф – эффективный линейный размер рассматриваемого участка.

L = L_о/Р,

(106)

где L_о = 6, 72 10 ^-3м – средняя длина свободного пробега для воздуха; Р – давление в камере, Па.

Эффективный линейный размер вакуумной камеры определяют по формуле:

d_эф = 4V/S,

(107)

где V – объем камеры; S – площадь сечения.

При вычислениях по формулам, приведенным в табл. 4.5 [24], линейные размеры подставляются в м, площади – в м², давление в Па, проводимость в м³/c.

В области промежуточного молекулярно-вязкостного режима течения газа проводимость трубопровода рассчитывается по полуэмпирической формуле Кнудсена:

U^’’ = 0, 9U’ + U,

(108)

где U’ – проводимость при молекулярном течении газа; U – проводимость при вязкостном течении.

Если трубопровод диаметром D имеет изгибы под углом 90^о, то при вязкостном и молекулярно-вязкостном режимах течения это учитывается как удлинение на 1, 33 D при каждом изгибе. При определении проводимости трубопровода при температуре, отличной от комнатной (293К), используется температурный коэффициент. При этом U вычисляют по формуле:

U = U₂₉₃ К_Т,

(109)

где К_Т = .

При расчете проводимости по определенному газу, который может преобладать в составе откачиваемых газов, также вводят поправочный коэффициент:

U = U_возд K_m,	(110)
,	(111)

где m_в = 29 10^-3 кг/моль – молярная масса воздуха; m – молярная масса откачиваемого газа.

После расчета размеров трубопроводов, подбора остальных элементов (вентилей, затворов, ловушек) проводится уточнение величины проводимости участков вакуумной системы (высоко- и низковакуумного). При этом полученная в результате проводимость не должна быть меньше, чем оценная в начале расчета по формуле (101). Если она все-таки получается меньшей заданного значения, то необходимо произвести повторный подбор элементов вакуумной системы с использованием больших размеров элементов и соответственно имеющих большую проводимость.

5. Подбор и расчет других необходимых элементов вакуумной системы, таких как ловушки, вентили, форвакуумный баллон и др.

Подбор ловушек и вентилей осуществляют исходя из рассчитанных размеров трубопроводов (диаметр ловушек и затворов должен быть максимально согласован с размерами трубопровода).

Рекомендуется выбирать следующие номинальные размеры условных проходов элементов вакуумных систем (мм): 0, 1; 0, 25; 0, 63; 1, 0; 1, 6; 2, 5; 4, 0; 6, 3; 10; 16; 25; 40; 63; 100; 160; 250; 400; 630; 1000; 1600; 2500; 4000; 6300.

Для использования в фланцевых и штуцерных соединениях и элементах трубопроводов допускается применение следующих номинальных размеров условных проходов (мм): 8; 12; 20; 32; 50; 80; 125; 200; 320; 500; 800; 1250; 2000; 3150; 5000 (ГОСТ 18626-73).

Расчет размеров форвакуумного баллона.

Объем форвакуумного баллона определяют по формуле:

V = Q_вх t_фб/(P_max – P^*_min),

(112)

где V – объем форвакуумного баллона, м³; t_фб – промежуток времени, в течение которого отключают форвакуумный насос; P_max и P^*_min – наибольшее и наименьшее давление в форвакуумном баллоне, Па.

P_min = Q_вх (S_н2 + U)/(S_н2 ´ U),	(113)
,	(114)

где U – проводимость трубопровода между форбаллоном и форвакуумным насосом, м³/c.

Проводимость трубопровода между форбаллоном и форвакуумным насосом определяется с учетом проводимости всех элементов: трубопроводов, ловушки и клапанов по соотношению, используемому для оценки проводимости при последовательном соединении элементов (101).

P^*_min = 3 P_min,	(115)
P_max = 0, 8 P_в,	(116)

где P_в – выпускное давление высоковакуумного насоса, Па.

6. Расчет распределения давления по длине участков вакуумной системы.

Давление р_н_i во входном сечении i-того вакуумного насоса определяется по формуле:

р_н_i = (Q_вх/S_н_i) + р_пр_i,

(117)

где Q_вх – общий поток натекания, поступающий в вакуумную систему; S_н_i – номинальная скорость откачки насоса; р_пр_i – предельное давление насоса.

Давления в сечениях между элементами участка вакуумной системы рассчитываются в соответствии с формулой:

р_ik = (Q_вх/U_ki) + (Q_вх/S_н_i) + р_пр_i,

(118)

где – Q_вх/U_ki повышение давления на последующих элементах i-того участка вакуумной системы.

Используя вышеприведенные соотношения и величины проводимостей элементов, оценивают перепад давления на всех элементах, рассчитывая давление на входе и выходе каждого. Полученные значения заносят в таблицу и строят график распределения давления на участках вакуумной системы (таблица 25, рисунок 15).

Таблица 25

⇐ Предыдущая 3 4 5 6 789 10 11 12 Следующая ⇒