ПРОГРЕСИВНА xІІІ МІЖНАРОДНА ТЕХНІКА ТА...

Міністерство освіти та науки, молоді та спорту України

Національний технічний університет України "Київський політехнічний інститут"

Механіко-машинобудівний інститут НТУУ "КПІ"

Наукова рада з проблеми “Механіка твердого деформівного тіла”

при Відділені механіки НАН України

Спілка інженерів-механіків НТУУ "КПІ"

ВАТ "Український науково-дослідний інститут авіаційної технології"

Севастопольський національний університет ядерної енергії та промисловості

Севастопольський національний технічний університет

Вроцлавський технологічний університет (Польща)

Отто-фон-Геріке університет, м. Магдебург (Німеччина)

Машинобудівний факультет Бєлградського університету (Сербія)

Технічний університет м. Габрово (Болгарія)

Міжнародна кафедра ЮНЕСКО НТУУ ”КПІ“

Частина 2

ТЕЗИСЫ ДОКЛАДОВ

XIІI МЕЖДУНАРОДНОЙ

НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЙ КОНФЕРЕНЦИИ

ПРОГРЕССИВНАЯ

ТЕХНИКА И ТЕХНОЛОГИЯ

11-15 июня 2012 г.

г. Севастополь, Украина

THESES OF LECTURES XІII ІNTERNATIONAL SCIENTIFIC AND TECHNICAL CONFERENCE THE PROGRESSIVE ENGINEERING & TECHNIQUE 11 – on June, 15th, 2012

Sevastopol, Ukraine

ПРОГРЕСИВНАТЕХНІКА ТА ТЕХНОЛОГІЯ XІІІ МІЖНАРОДНА НАУКОВО-ТЕХНІЧНА КОНФЕРЕНЦІЯ

11 – 15 червня 2012 р.

ТЕЗИ ДОПОВІДЕЙ

УДК 612.17 XIII Международная научно-техническая конференция "Прогрессивная техника и техно-логия". Севастополь, 11–15 июня 2012 г.: Материалы конференции – Киев: 2012 г.Ч.2– 152 с.

В сборник материалов конференции включены тезисы представленных докладов, в которых приведены результаты исследований по современным проблемам механики дефор-мируемого твердого тела, прогрессивной технике и технологии машиностроения, ресурсосбе-регающих процессов пластичной обработки материалов, а также по актуальным проблемам прикладной гидроаэромеханики и мехатроники. Сборник предназначен для широкого круга ученых и специалистов, будет полезным преподавателям, аспирантам и студентам технических высших учебных заведений.

МЕЖДУНАРОДНЫЙ ПРОГРАММНЫЙ КОМИТЕТ Председатель:

Згуровский М.З. Украина

Заместители председателя:

Ильченко М.Е. Украина Новиков М.В. Украина Смирнов С.Б. Украина Пашков Е.В. Украина Пряшников Ф.Д. Украина Бобырь Н.И. Украина Трощенко В.Т. Украина Гринченко В.Т. Украина Пейчев Г.И. Украина Танович Л. Сербия Русинский Е. Польша Стричек Я. Польша Чёкке Х. Германия Штрахельян Е. Германия Карпушевски Б. Германия Дюбнер Л.Г. Германия Илиас Н. Румыния

Алиев И.С. Украина Братан С. М. Украина Баглюк Г.А. Украина Величко О.Г. Украина Внуков Ю.М. Украина Гагаев К.О. Украина Грабченко А.И. Украина Данченко В.М. Украина Дивизинюк М.М. Украина Кондратюк Е.В. Украина Качан О.Я. Украина Кривов Г.А. Украина Кривцов В.С. Украина Кропивный В.М. Украина Мазур М.П. Украина Мельничук П.П. Украина Немигенчев И. Болгария Новоселов Ю.К. Украина Ноговицин О.В. Украина Пройдак Ю.С. Украина Сидоренко С.И. Украина Финкельштейн З.Л. Украина Якубов Ф.Я. Украина

ОРГАНИЗАЦИОННЫЙ КОМИТЕТ

Рекомендовано к печати решением программного комитета конференции

Председатель:

Яхно О.М. Бабиенко И.И. Гожий С.П. Поладько С.М. Холявик О.В. Шевченко А.В. Карааба И.Н. Тимошенко Н.В. Юрчишин О.Я. Ломинога О.Г. Гуць В.Н. Клиско А.В.

Заместители председателя:

Луговской А.Ф. Титов В.А. Данильченко Ю.М. Петраков Ю.В. Струтинский В.Б.

Равская Н.С. Коваль В.А. Корбут Е.В. Кривцун И.В. Пасечник В.А.

Ученые секретари: Семинская Н.В. Данилин Н.Н.

Прогрессивная техника и технология – 2012

3

ЗМІСТ

СЕКЦІЯ 3. Гідроаеромеханіка та механотроніка

Мочалин Е.В. ОСОБЕННОСТИ ТЕЧЕНИЯ КУЭТТА-ТЭЙЛОРА С ИНТЕНСИВНЫМ ОТСОСОМ И ВДУВОМ......................................................................................... 11

Батлук В.А., Параняк Н.М., Мельников О.В. ПОБУДОВА МОДЕЛІ ФАКТОРІВ ЕФЕКТИВНІОСТІ РОБОТИ ПИЛОВЛОВЛЮВАЧА НОВОЇ КОНСТРУКЦІЇ ............................................................. 12

Ковальов В.А. АНАЛІЗ СТРУКТУРИ ЦИРКУЛЯЦІЙ В’ЯЗКОЇ РІДИНИ БІЛЯ ВНУТРІШНІХ КОНСТРУКЦІЙ РЕЗЕРВУАРІВ РУХОМИХ ОБ’ЄКТІВ .......................... 12

Гущин В.М. , Назаренко И.И. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СОЗДАНИЯ ПНЕВМОТРАНСПОРТА СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ СТРУЙНЫМ ВОЗДЕЙСТВИЕМ ВОЗДУШНОГО ПОТОКА ... 13

Олехнович Д.Г., Жилевич М.И. МОДЕЛИРОВАНИЕ ВНУТРЕННИХ ДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ ГИДРОКЛАПАНАХ НЕПРЯМОГО ДЕЙСТВИЯ ........................ 14

Севостьянов І.В. РЕОЛОГІЧНІ МОДЕЛІ ТА РІВНЯННЯ ВОЛОГИХ ДИСПЕРСНИХ МАТЕРІАЛІВ ПІД ЧАС ЇХ ПОТОКОВОГО ВІБРОУДАРНОГО ФАЗОВОГО РОЗДІЛЕННЯ .......................... 15

Фролова М.А., Пономаренко П.А. К ВОПРОСУ РАЗРАБОТКИ МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ НЕЙТРОННО-ЯДЕРНЫХ РЕАКЦИЙ ................................................................................................... 17

Ляшок А.В., Луговський О.Ф. УЛЬТРАЗВУКОВЕ РОЗПИЛЕННЯ В МЕХАТРОННИХ СИСТЕМАХ .................................... 19

Мовчанюк А.В., Луговський О.Ф., Фесіч В.П. ОСОБЛИВОСТІ ПОБУДОВИ СИСТЕМИ З ФАПЧ ДЛЯ КЕРУВАННЯ УЗ ПРИВОДАМИ В МЕХАТРОННИХ СИСТЕМАХ ........................................................................ 21

Шмелев В.В. ИННОВАЦИОННЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ПРОГРАММНОГО КОМПЛЕКСА FLOWVISION В РЕШЕНИИ ЗАДАЧ ГИДРОДИНАМИКИ КОРПУСА СУДНА ...................... 22

Узунов О.В., Ночніченко І.В. ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ АДАПТИВНОЇ ВЛАСТИВОСТІ ДРОСЕЛЮ ГІДРАВЛІЧНОГО АМОРТИЗАТОРА ............................................ 23

Бежин Н.А., Довгий И.И. ПОСТРОЕНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ СОРБЦИИ СТРОНЦИЯ СОРБЕНТОМ НА ОСНОВЕ ДИБЕНЗО-18-КРАУН-6 В СТАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ......... 25

Бейнер П.С., Бейнер Н.В. УСТОЙЧИВОСТЬ К ВОЗДЕЙСТВИЮ ИОНИЗИРУЮЩИХ ИЗЛУЧЕНИЙ НА ПРИМЕРЕ БИС СЕРИИ PIC18F .......................................................................... 26

XІІI Международная научно-техническая конференция

4

Бакулина А.Н., Заручевский А.А. ИССЛЕДОВАНИЕ ФАКТОРОВ, ВЛИЯЮЩИХ НА ЭКОНОМИЧЕСКУЮ ЭФФЕКТИВНОСТЬ МЕТРОЛОГИЧЕСКИХ РАБОТ ...................... 26

Бакулина А.Н., Филиппенко С.О. ПРИМЕНЕНИЕ FMEA – МЕТОДОЛОГИИ ДЛЯ ОЦЕНКИ РИСКОВ И ИХ ПОСЛЕДСТВИЙ ПРИ ПРОВЕДЕНИИ РЕМОНТА АРМАТУРЫ .................. 27

Жмерев В.С., Генсицкая Е.Ф. ОБ ОДНОМ ПОДХОДЕ К ОЦЕНИВАНИЮ ПОКАЗАТЕЛЕЙ НАДЕЖНОСТИ ОБОРУДОВАНИЯ ....................................................................................................... 29

Давиденко Е.Н. ВАРИАНТНЫЙ АНАЛИЗ СТРУКТУР ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ РУДЫ .................................................................................................... 30

Довгаленко В.В., Марончук И.И., Саникович Д.Д. ПОЛУЧЕНИЕ ВЫСОКОЧИСТОГО КОБАЛЬТА ИЗ ПЫЛЕВЫХ ОТХОДОВ ВОЛЬФРАМОКОБАЛЬТОВОЙ ГРУППЫ ВК ....................................... 31

Качур С.А. ГРАФОАНАЛИТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ПРОЦЕССА КРИЗИСНОГО СОСТОЯНИЯ ЗАПАРИВАНИЯ КАНАЛА АКТИВНОЙ ЗОНЫ РЕАКТОРА ВВЭР ................ 32

Баранов Г.А., Гавриш М.В., Крюковская В.И., Марончук И.И., Саникович Д.Д., Смирнов С.Б. ПОЛУЧЕНИЕ НАНОПОРОШКОВ ТИТАНА ИЗ ТИТАНОВОЙ ГУБКИ И ОТХОДОВ ТИТАНОВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ С ПРИМЕНЕНИЕМ МЕТОДА БАКТЕРИАЛЬНОГО ВЫЩЕЛАЧИВАНИЯ .............................. 33

Баранов Г.А., Гавриш М.В., Марончук И.И., Саникович Д.Д., Смирнов С.Б. ПОЛУЧЕНИЕ НАНОПОРОШКОВ КАРБИДА ВОЛЬФРАМА ИЗ ОТХОДОВ ВОЛЬФРАМКОБАЛЬТОВОЙ ГРУППЫ ИССЛЕДОВАНИЕ ИХ ЭЛЕМЕНТНОГО, ФАЗОВОГО И ГРАНУЛОМЕТРИЧЕСКОГО СОСТАВОВ ................... 34

Пономаренко П.А., Таборовская Е.П., Тяпкина В.А., Фролова М.А. О ЯДЕРНОМ ГИДРИРОВАНИИ ОБОЛОЧЕК ТВЭЛ ИЗ ЦИРКОНИЯ И ЕГО СПЛАВОВ В РЕАКТОРЕ ТИПА ВВЭР-1000 ...................................................................................... 35

Качур С.А., Шахова Н.В. ДИАГНОСТИКА СОСТОЯНИЯ ТУРБОГЕНЕРАТОРА НА ОСНОВЕ МЕТОДА АКУСТИЧЕСКОГО АНАЛИЗА НАИБОЛЕЕ «ГОРЯЧИХ» ТОЧЕК.......................... 36

Кулюткина Т.Ф., Мирошниченко Е.В., Матузаева О.В. АНАЛИЗ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ И ДИАГНОСТИКИ НАНОГЕТЕРОЭПИТАК- СИАЛЬНЫХ СТРУКТУР В ПРОЦЕССЕ ИХ ФОРМИРОВАНИЯ ................................................. 37

Акимов А.М., Григорьева В.Н., Черкашин А.С. АНАЛИЗ ЭФФЕКТИВНОСТИ ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ УРАНОВОЙ РУДЫ МЕТОДОМ «ПАРОВОЙ» КАВИТАЦИИ ОТ ТВЕРДОСТИ СЫРЬЯ............................... 38

Стригунова М.Н., Филиппенко С.О. РАЗРАБОТКА ПРОЦЕДУРЫ ОЦЕНИВАНИЯ КАЧЕСТВА ПРОЦЕССА РЕМОНТА ОБОРУДОВАНИЯ И АРМАТУРЫ АЭС ........................................................................ 38

Хоменко И.М., Хоменко А.М. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОПТИМАЛЬНОЙ КОНФИГУРАЦИЙ И РЕЖИМОВ РАБОТЫ ГЕЛИОПРИЕМНЫХ ПАНЕЛЕЙ, ВРАЩАЮЩИХСЯ ОТНОСИТЕЛЬНО ОДНОЙ КООРДИНАТНОЙ ОСИ ................................. 40


5

Черкашина Н.И. РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СХЕМЫ ПОЛУЧЕНИЯ ЛИГНИНОВОГО СОРБЕНТА ................................................................................................................. 40

Герлига В.А., Мирошниченко С.Т., Коваль В.А., Емец О.З., Остапенко А.Я., Чупрынин С.А. АНАЛИЗ ВИБРОСОСТОЯНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ РЕЦИРКУЛЯЦИИ СПРИНКЛЕРНОЙ СИСТЕМЫ ЭНЕРГОБЛОКА АЭС ..................................................................... 41

Губарев О.П., Левченко О.В., Музика І.Ю. ПРЕДСТАВЛЕННЯ ГІДРАВЛІЧНИХ І ПНЕВМАТИЧНИХ ПРИВОДІВ В КЕРУЮЧИХ ПРОГРАМАХ ДЛЯ PLC МОВОЮ LD ..................................................................... 42

Берник І.М., Луговський О.Ф. ПІДВИЩЕННЯ ЯКОСТІ МОЛОЧНОЇ ПРОДУКЦІЇ ЗА РАХУНОК ЗАСТОСУВАННЯ ЯВИЩА УЛЬТРАЗВУКОВОЇ КАВІТАЦІЇ ...................................................... 44

Яхно О.М., Кривошеев В.С., Коваль А.Д., Кривошеев О.В. ВЛИЯНИЕ РЕОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ НА ТЕЧЕНИЕ РАСПЛАВОВ РЕЗИНОВЫХ СМЕСЕЙ В КОНИЧЕСКИХ КОЛЬЦЕВЫХ КАНАЛАХ ...................................... 45

Семінський О.О. , Куріченко О.Ю. ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ПУЛЬСАЦІЙНОГО РОЗМЕЛУ МАКУЛАТУРНОЇ МАСИ.................................................................................................... 46

Узунов О.В., Подюк Г.В. ОСМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬ ............................................................................. 47

Галецький О.С., Узунов О.В. ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ПНЕВМОГІДРАВЛІЧНОГО ДОЗАТОРА ГІБРИДНОГО ПОЗИЦІЙНОГО ПРИВОДУ ................................................................. 49

Рыкунич Ю.Н., Ситников А.Е., Феродичко Я.Б.,.Зайончковский Г.Й. ОБЕСПЕЧЕНИЕ УСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ СТЕРЖНЕВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ПРИВОДА ПНЕВМАТИЧЕСКИХ КЛАПАНОВ . 51

Кириченко О.В., Акіньшин В.Д., Ващенко В.А., Цибулін В.В. КЕРОВАНА БАЗА ДАНИХ ПО ЧАСАМ ЗГОРАННЯ ЧАСТИНОК МЕТАЛЕВИХ ПАЛЬНИХ В ПРОДУКТАХ ТЕРМІЧНОГО РОЗКЛАДАННЯ ПІРОТЕХНІЧНИХ НІТРАТНО-МЕТАЛЕВИХ СУМІШЕЙ ........................... 52

Коваленко С.А., Свідерський А.Т. ДОСЛІДЖЕННЯ НАДІЙНОСТІ СТРІЛОВОГО ОБЛАДНАННЯ АВТОКРАНІВ ..................... 55

Семінська Н.В., Вороний Г., Колесніков Д.В. РОЗРОБКА МАТЕМАТИЧНОЇ МОДЕЛІ ПРОЦЕСУ ВИТІКАННЯ ГІДРАВЛІЧНОГО СТРУМЕНЯ ЗІ СТВОЛУ В ПОВІТРЯ ................................................................ 56

Колосов О.Є., Сівецький В.І., Колосова О.П., Кричковська Л.А. АНАЛІЗ ЕФЕКТИВНИХ ЗАСОБІВ ДЛЯ ПРОСОЧЕННЯ І ДОЗОВАНОГО НАНЕСЕННЯ ПОЛІМЕРНОГО ЗВ'ЯЗУЮЧОГО НА ВОЛОКНИСТІ НАПОВНЮВАЧІ, ЩО ВИКОРИСТОВУЮТЬ НИЗЬКОЧАСТОТНІ УЛЬТРАЗВУКОВІ КОЛИВАННЯ ............. 57

Губарев А.П., Ганпанцурова О.С. «АРИФМЕТИКА» СТРОЕНИЯ ДИСКРЕТНО-ЛОГИЧЕСКИХ ЦИКЛОВЫХ СИСТЕМ ГИДРОПНЕВМОАВТОМАТИКИ ............................................................. 58

Ганпанцурова О.С. АДАПТИВНЫЕ МЕХАНОТРОННЫЕ СИСТЕМЫ ОТБОРА МОЩНОСТИ ВЕТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК .......................................... 60


6

Луговской А.Ф., Гришко И.А. ВОЗМОЖНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ КАВИТАЦИИ ДЛЯ ПРОДЛЕНИЯ СРОКА СЛУЖБЫ СМАЗЫВАЮЩЕ-ОХЛАЖДАЮЩЕЙ ЖИДКОСТИ ......... 61

Ямкова М.А. ГІДРОДИНАМІЧНИЙ РОЗРАХУНОК СИЛОВОГО ЛАНЦЮГА КОМПЛЕКСУ ДЛЯ РОЗМІРНОЇ ЕЛЕКТРОХІМІЧНОЇ ОБРОБКИ............................................... 62

Гнатів Р.М., Орел В.І., Піцишин Б.С. ВИЗНАЧЕННЯ ПІДВИЩЕННЯ ТИСКУ ПРИ НЕУСТАЛЕНОМУ РУСІ РІДИНИ В ТРУБАХ .... 63

Гнатів Р.М. ДОСЛІДЖЕННЯ МІСЦЕВИХ ОПОРІВ ПІД ЧАС НЕУСТАЛЕНОЇ ТЕЧІЇ РІДИНИ У ТРУБОПРОВОДАХ ................................................................................................... 64

Виноградов А.Г. ПОГЛОЩЕНИЕ ЛУЧИСТОГО ТЕПЛОВОГО ПОТОКА В РАСПЫЛЕННОЙ ВОДЯНОЙ СТРУЕ ................................................................................................... 64

Коробко І.В., Писарець А.В. МОДЕЛЮВАННЯ РОБОТИ ГІДРОДИНАМІЧНИХ ВИМІРЮВАЛЬНИХ ПЕРЕТВОРЮВАЧІВ ВИТРАТИ ТА КІЛЬКОСТІ ПАЛИВНО-ЕНЕРГЕТИЧНИХ РЕСУРСІВ .......... 65

Пономаренко П.А., Безотосный С.С. К ВОПРОСУ ГЕНЕРАЦИИ ВТОРИЧНОГО ЯДЕРНОГО ТОПЛИВА В АКТИВНОЙ ЗОНЕ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО РЕАКТОРА ИР-100 .......................................... 66

Сафонов А.И., Бартош П.Р. АВТОМАТИЧЕСКАЯ СИСТЕМА УПРАВЛЕНИЯ ТОРМОЗНЫМ ПРИВОДОМ ТРОЛЛЕЙБУСА ................................................................................... 67

Заліско І.І., аспірант, Назаренко І.І. НАДІЙНІСТЬ ПОВОРОТНИХ ПЛАТФОРМ АВТОМОБІЛЬНИХ КРАНІВ ............................... 69

Турик В.М., к.т.н., доц., Милюков Д.Є. О СТРУЙНОМ УПРАВЛЕНИИ СТРУКТУРОЙ ТЕЧЕНИЯ В ТУПИКОВОЙ ЗОНЕ ВИХРЕВЫХ КАМЕР ......................................................................................... 70

Назаренко І.І., Свідерський А.Т., Ручинський М.М., Дєдов О.П. ДИНАМІКА РЕЗОНАНСНИХ МАШИН ТЕХНОЛОГІЧНОГО ПРИЗНАЧЕННЯ ..................... 70

Семінська Н.В., Яхно О.М., Колесников Д.В. ТЕЧЕНИЕ ВЯЗКОЙ ЖИДКОСТИ В ОБЛАСТИ ВНЕЗАПНОГО СУЖЕНИЯ ............................ 71

Батлук В.А., Ляшеник А.В., Басов М.В. РЕЗУЛЬТАТИ МОДЕЛЮВАННЯ ПРОЦЕСІВ У ВІДЦЕНТРОВО-ІНЕРЦІЙНИХ ПИЛОВЛОВЛЮВАЧАХ ............................................................... 72

Шмаров В.Н., Лабунец В.Ф., Тит В.А. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ТРУЩИХСЯ ДЕТАЛЕЙ АВИАЦИОННЫХ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ АГРЕГАТОВ ....................................................................................................... 73

Яхно О.М., Луговська К.О., Шидловський М.С., Зілінський А.І. ДОСЛІДЖЕННЯ ТРИВАЛОГО УЛЬТРАЗВУКОВОГО КАВІТАЦІЙНОГО ВПЛИВУ НА МІЦНІСТЬ ТКАНИННИХ МАТЕРІАЛІВ ............................. 73


7

СЕКЦІЯ 4. Прогресивна техніка і технологія машинобудування

Петраков Ю.В., Клавак А.М. УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ РЕЗАНИЯ НА СТАНКАХ С ЧПУ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ САМ-СИСТЕМ................................................................................................................................. 75

Головко Л.Ф., Носуленко В.І., Чумаченко О.С. САМОРЕГУЛЮВАННЯ ЕНЕРГЕТИЧНИХ ХАРАКТЕРИСТИК МНОЖИННОГО ЕЛЕКТРИЧНОГО РОЗРЯДУ ........................................................................... 77

Писарець А.В., Коробко І. В. МАТЕМАТИЧНЕ МОДЕЛЮВАННЯ РОБОТИ ЗАСОБІВ ВИМІРЮВАЛЬНОЇ ТЕХНІКИ ... 78

Цисар Т.О., Лєщук О.О. КОМП’ЮТЕРНЕ МОДЕЛЮВАННЯ ІНЖЕКЦІЙНОГО ЛИТТЯ КЕРАМІЧНИХ ВИРОБІВ РІЗНОГО ФУНКЦІОНАЛЬНОГО ПРИЗНАЧЕННЯ ................................................. 79

Ступа В.И., Паньок Е.В. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ВИРТУАЛЬНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ .................................. 79

Павлов Н.В., Крюков А.В., Жуков А.М. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ, КАК СРЕДСТВО ОПТИМИЗАЦИИ УСЛОВИЙ ПРОТЕКАНИЯ ПРОЦЕССА ОБРАЗОВАНИЯ СВАРНОГО СОЕДИНЕНИЯ ..... 80

Веселовська Н.Р. ПЕРЕДУМОВИ ФОРМУВАННЯ МОНІТОРИНГУ СКЛАДНОГО ТЕХНОЛОГІЧНОГО ОБЛАДНАННЯ .......................................................................................... 81

Фролов В.К., Волинець В.С. САПР ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПРОЦЕСІВ ОБРОБЛЕННЯ ВАЛІВ З УРАХУВАННЯМ ЯВИЩ ТЕХНОЛОГІЧНОЇ СПАДКОВОСТІ ................................................ 82

Головко Л.Ф., Кагляк О.Д., Лутай А.Н., Ключников Ю.В., Гончарук О.О., Романов Б.С. ДО МЕХАНІЗМУ ДЕФОРМУВАННЯ ЛИСТОВИХ НИЗЬКОЛЕГОВАНИХ СТАЛЕЙ ЛАЗЕРНИМ ЛОКАЛЬНИМ ОПРОМІНЕННЯМ ........................................................ 84

Крюков А.В., Павлов Н.В., Крюков А.В. СИСТЕМА АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА «ВЕКТОР» ...................................................................... 86

Олещук Л.М. КОМПОНОВКА ЛАЗЕРНОГО ТЕХНОЛОГІЧНОГО ОБЛАДНАННЯ З МЕХАНІЗМОМ ПАРАЛЕЛЬНОЇ СТРУКТУРИ .......................................................................... 86

Олещук Л. М. ПРИСТРІЙ ДЛЯ ЛАЗЕРНОЇ РОЗМІТКИ МАКЕТІВ ПОВЕРХНІ ............................................. 87

Радько О.В., Скуратовський А.К., Мєдвєдєва Н.А. ЗАСТОСУВАННЯ ІОННОАЗОТУЮЧОЇ ОБРОБКИ ДЛЯ ПІДВИЩЕННЯ АБРАЗИВНОЇ СТІЙКОСТІ СТАЛЕВИХ МАТЕРІАЛІВ ............................................................ 88

Радько О.В., Скуратовський А.К., Рутковський А.В АВТОМАТИЗАЦІЯ УПРАВЛІННЯ ТЕХНОЛОГІЧНИМ ПРОЦЕСОМ ПОВЕРХНЕВОГО ЗМІЦНЕННЯ ............................................................................ 89


8

Вакуленко С.В. МЕТОДИКА ТЕОРЕТИЧНОГО ВИЗНАЧЕННЯ ПРИВЕДЕНИХ ПРУЖНИХ ПАРАМЕТРІВ ІНСТРУМЕНТАЛЬНОГО ОСНАЩЕННЯ З ОРІЄНТОВАНИМ ЦЕНТРОМ ЖОРСТКОСТІ ............................................................................................................. 90

Сердитов А.Т., Ключников Ю.В., Балицкий Ю.М. ВЛИЯНИЕ ДВУХКОМПОНЕНТНЫХ ПОКРЫТИЙ НА КОРРОЗИОННУЮ СТОЙКОСТЬ СТАЛЕЙ ................................................................................................................... 91

Сердітов О.Т., Ключников Ю.В., Дурницький Д.О. ЗНОСОСТІЙКІСТЬ СТАЛЕЙ З ПОКРИТТЯМИ НА ОСНОВІ КАРБІДІВ ТИТАНУ ТА ВАНАДІЮ ................................................................................................................ 92

Романенко В.В. ОСОБЛИВОСТІ ФОРМОУТВОРЕННЯ РІЗІВ ПРИ ГАЗОЛАЗЕРНІЙ РІЗЦІ ТА АВТОМАТИЗАЦІЯ ПРОЦЕСУ ДЛЯ ЗАБЕЗПЕЧЕННЯ ВИСОКОЯКІСНОЇ РІЗКИ .............................................................................................................. 93

Марунич В.А., Яриз А.Ю. НОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ РЕЗАНИЕМ ........ 95

Марунич В.А. ПРОЦЕССЫ И ЯВЛЕНИЯ, СНИЖАЮЩИЕ РАБОТУ СКОЛЬЗЯЩЕГО РЕЗАНИЯ МАТЕРИАЛОВ .............................................................................. 96

Кравцов А.Н. ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ПОВЕРХНОСТЕЙ ДЕТАЛЕЙ БЛОЧНО-МОДУЛЬНЫХ ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ И ИХ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ............ 97

Алексейчук О.Н., Трубачев С.И. МОДЕЛИРОВАНИЕ КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ ВОЛНОВОДА ПРИ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ СВАРКЕ ................................................................... 99

Струтинський В.Б., Козлов Л.Г. ЦИФРОВИЙ PID-РЕГУЛЯТОР З ДИНАМІЧНИМ FAZZY- КОРЕГУВАННЯМ КОЕФІЦІЄНТІВ ДЛЯ МЕХАТРОННОЇ ГІДРОСИСТЕМИ МОБІЛЬНОЇ МАШИНИ ......... 100

Выслоух С.П. СОВРЕМЕННЫЕ ИНФОРМАЦИОННЫЕ ТЕХНОЛОГИИ В ЗАДАЧАХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ПОДГОТОВКИ ПРОИЗВОДСТВА ............................ 100

Скицюк В.І., Діордіца І.М. АНАЛІЗ МЕТОДІВ ТА ПРИЛАДІВ РЕЄСТРАЦІЇ ТОРКАННЯ У МЕТАЛООБРОБЦІ ....... 101

Литвин О.В. ОЦІНКА ПОХИБОК ОБРОБКИ НЕЖОРСТКИХ ДЕТАЛЕЙ .................................................. 102

Шевченко О.В. ПРИНЦИПИ РОЗРОБКИ ІНСТРУМЕНТАЛЬНОГО ОСНАЩЕННЯ З ОРІЄНТОВАНОЮ ЖОРСТКІСТЮ ДЛЯ ВІБРОСТІЙКОГО ТОЧІННЯ .............................. 104

Ларшин В.П., Лищенко Н.В., Якимов А.В. ВЛИЯНИЕ ПРИНУДИТЕЛЬНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ОБРАБАТЫВАЕМОЙ ПОВЕРХНОСТИ НА ТЕМПЕРАТУРУ ШЛИФОВАНИЯ ........................................................ 105

Литвин О.В., Бульда Є.О. ЕНЕРГЕТИЧНИЙ ПІДХІД ДО ВИЗНАЧЕННЯ ГРАНИЧНОГО ЗУСИЛЛЯ ЗАТИСКУ В ПРОЦЕСІ ОБРОБКИ ........................................................................... 107


9

Чернега С. М., Гриненко К. М., Поляков І. А. ПІДВИЩЕННЯ ЗНОСОСТІЙКОСТІ ПОВЕРХНЕВИХ ШАРІВ СТАЛЕЙ БОРИДНИМИ ПОКРИТТЯМИ ЗА УЧАСТЮ БОРУ ТА ЛЕГУЮЧИХ ЕЛЕМЕНТІВ .......... 109

Головко Л.Ф., Блощицин M.С., Диптан С.Ю., Гладченко О.В. ВИЗНАЧЕННЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПАРАМЕТРІВ ПЛАЗМОТРОНІВ ДЛЯ НАПЛАВЛЕННЯ .................................................................................................................. 111

Блощицин M.С., Головко Л.Ф., Диптан С.Ю., Байбакова О.В. ПЕРЕВАГИ ЛАЗЕРНО-ПЛАЗМОВОГО НАПЛАВЛЕННЯ З ВИКОРИСТАННЯМ ЕНЕРГІЇ УЛЬТРАЗВУКОВИХ КОЛИВАНЬ ......................................... 112

Блощицин M.С., Головко Л.Ф., О.О. Шепелєв ЛАЗЕРНЕ МАРКУВАННЯ ЕЛЕМЕНТІВ ЕНДОПРОТЕЗІВ .................................................... 112

Головко Л.Ф., Блощицин M.С., Диптан С.Ю., Кірієнко Н.О. ВИЗНАЧЕННЯ ХАРАКТЕРИСТИК ЛАЗЕРНОГО ЗБУДЖЕННЯ ПЛАЗМОВОЇ ДУГИ .... 113

Блощицин M.С., Головко Л.Ф., Диптан С.Ю., Заяць І.В. ВИКОРИСТАННЯ МЕТОДУ СКЛЕРОМЕТРІЇ ДЛЯ ОЦІНКИ НАПЛАВЛЕНИХ ШАРІВ ПРИ ЛАЗЕРНО-ПЛАЗМОВОМУ НАПЛАВЛЕННІ .................... 114

Блощицин M.С., Головко Л.Ф., Третяк В.А. ТЕХНОЛОГІЧНІ ЗАКОНОМІРНОСТІ ПРОЦЕСУ НАГРІВУ ПОРОШКОВОГО МАТЕРІАЛУ У ПЛАЗМОВОМУ СТРУМЕНІ ........................................... 115

Шкурко Л.С., Смолов Ю.А., Зинина И.Н. АВТОМАТИЗИРОВАННЫЙ СТЕНД ДЛЯ ИСПЫТАНИЙ УПЛОТНЕНИЙ ........................ 115

Vitaliy Pasichnyk, Segriy Danyliuk THE NATURE OF FITS IN THE MATHEMATICAL MODELS OF ASSEMBLIES ................. 117

Яковенко П.Г. МЕТОД ОПТИМИЗАЦИИ УПРАВЛЕНИЯ ПЕРЕХОДНЫМИ ПРОЦЕССАМИ .................. 120

Вартанов М.В., Божкова Л.В. МЕТОД РОБОТИЗИРОВАННОЙ СБОРКИ ПРОФИЛЬНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ..................... 123

Данильченко Ю.М., Петришин А.І. МОДЕЛЮВАННЯ ФОРМ КОЛИВАНЬ ШПИНДЕЛЬНОГО ВУЗЛА МЕТАЛОРІЗАЛЬНОГО ВЕРСТАТУ ........................................................................................... 125

Танович Л., Попович М., Младенович Г. ИССЛЕДОВАНИЯ В ОБЛАСТИ МИКРОРЕЗАНИЯ МРАМОРА И ГРАНИТА ................... 126

Кушик В.Г. ПІДВИЩЕННЯ ОСЬОВОЇ ТОЧНОСТІ ОБРОБКИ НА ТОКАРНИХ БАГАТОШПИНДЕЛЬНИХ АВТОМАТАХ .................................................. 127

Тулаев Б.Р., Мартиросов К.А. МЕТОДЫ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ТЕПЛОВОЙ ИЗОЛЯЦИИ КАМЕР СГОРАНИЯ ....................... 128

Тулаев Б.Р., Мартиросов К.А. СТАТИЧЕСКИЕ НЕУРАВНОВЕШЕННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ........................................ 131

Струтинський В.Б. ПРОГРЕСИВНІ МЕТОДИ ОБРОБКИ ДЕТАЛЕЙ, ЩО РЕАЛІЗУЮТЬ ОСОБЛИВОСТІ ДИНАМІКИ ВЕРСТАТНОГО ОБЛАДНАННЯ ............................................ 134


10

Струтинський В.Б., Юрчишин О.Я. ОСОБЛИВОСТІ ДИНАМІКИ ВЕРСТАТІВ ТОКАРНОЇ ГРУПИ ОБУМОВЛЕНІ ПРЕЦЕСІЙНИМ РУХОМ ШПИНДЕЛЯ ........................................... 135

Струтинський В.Б., Симонюк В.П. РОБОЧІ ПРОЦЕСИ УДАРНО ІМПУЛЬСНОЇ ОБРОБКИ ДЕТАЛЕЙ ВІЛЬНИМ АБРАЗИВОМ .......................................................................................... 136

Струтинський В.Б., Дрозденко В.М. ТЕОРЕТИЧНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ СТОХАСТИЧНОГО ПЕРЕМІЩЕННЯ ВІСІ ШПИНДЕЛЯ ТОКАРНОГО ВЕРСТАТА ІЗ РУХОМИМ ШПИНДЕЛЬНИМ ВУЗЛОМ .. 136

Струтинський В.Б., Весельська К.А. ФОРМУВАННЯ ТА ВИКОРИСТАННЯ КОМЕРЦІЙНОЇ ПРОПОЗИЦІЇ ІНТЕЛЕКТУАЛЬНОГО ПРОДУКТУ В СФЕРІ МАШИНОБУДУВАННЯ .. 137

Струтинський С.В., Гуржій А.А. ВИКОРИСТАННЯ ТЕОРІЇ НЕЧІТКИХ МНОЖИН ДЛЯ ОЦІНКИ ТОЧНОСТІ ПРОСТОРОВОЇ СИСТЕМИ ПРИВОДІВ .............................................. 139

Струтинський С.В. ОСОБЛИВОСТІ КІНЕМАТИКИ ПРОСТОРОВОЇ СИСТЕМ ПРИВОДІВ .............................. 140

Струтинський В.Б., Дем’яненко А.С. ПІДВИЩЕННЯ ТОЧНОСТІ ВЕРСТАТІВ З ПАРАЛЕЛЬНИМИ КІНЕМАТИЧНИМИ ЗВ’ЯЗКАМИ ШЛЯХОМ КОРЕКЦІЇ СИСТЕМИ КЕРУВАННЯ З ВИКОРИСТАННЯМ СПЕЦІАЛЬНИХ ПРИСТОСУВАНЬ ............................................................................................ 141

Равська Н.С., Охріменко О.А., Плівак О.А. ОСОБЛИВОСТІ ФОРМОУТВОРЕННЯ ГВИНТОВОЇ КАНАВКИ СПІРАЛЬНИХ СВЕРДЕЛ ДИСКОВИМ ІНСТРУМЕНТОМ ПРЯМОЛІНІЙНОЇ ФОРМИ ... 142

Данильченко Ю.М., Коломієць В.І. УМОВИ ВИНИКНЕННЯ ПАРАМЕТРИЧНИХ РЕЗОНАНСІВ РАДІАЛЬНО- УПОРНОГО КУЛЬКОВОГО ПІДШИПНИКА ПРИ ПОЛІГАРМОНІЧНОМУ ЗБУДЖЕННІ .. 143

Саленко О.Ф., Щетинін В.Т., Коваленко С.В. ПРО ВИКОРИСТАННЯ МЕХАНІЗМІВ ІЗ ПАРАЛЕЛЬНОЮ СТРУКТУРОЮ В ОБЛАДНАННІ ДЛЯ ФІЗИКО-ТЕХНІЧНИХ МЕТОДІВ ОБРОБКИ ....... 145

Відміч С.С., Саленко О.Ф. ПІДВИЩЕННЯ СТАЛОСТІ СУМІЩЕНОЇ ОБРОБКИ НА ВЕРСТАТАХ ТОКАРНОЇ ГРУПИ НА ОСНОВІ ФУНКЦОІНАЛЬНО-ОРІЄНТОВАНОГО ПІДХОДУ ..... 147

Антонюк В.С., Вовк Я.В. ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСПОСОБНОСТИ СЛАБОТОЧНЫХ КОНТАКТОВ С ПОКРЫТИЯМИ ................................................................................................ 148

Аболихина Е.В., Чернега С.М. ОСОБЕННОСТИ ВОЗНИКНОВЕНИЯ КОРРОЗИОННЫХ ПОВРЕЖДЕНИЙ НА ЭЛЕМЕНТАХ КОНСТРУКЦИИ САМОЛЕТОВ Ан-, ИЗГОТОВЛЕННЫХ ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ ....................... 149

Лабунець В.Ф., Корбут Є.В., Мельник О.В. МЕХАНІЗМ ПРОЦЕСУ ЗНОШУВАННЯ РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ З ПОКРИТТЯМ ПРИ ОБРОБЦІ ТИТАНОВИХ СПЛАВІВ ...................................................... 150 Д.П. Ильященко инж., Д.А. Чинахов, к.т.н., доц. ТЕПЛОВИЗИОННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ НА ПОВЕРХНОСТИ СВАРИВАЕМОГО ИЗДЕЛИЯ ПРИ РУЧНОЙ ДУГОВОЙ СВАРКЕ ПОКРЫТЫМИ ЭЛЕКТРОДАМИ ........................................................... 151


11

СЕКЦІЯ 3 Гідроаеромеханіка

та механотроніка

УДК 532.527.2 Е.В. Мочалин, д.т.н., проф. Донбасский государственный технический университет, г. Алчевск, Украина

ОСОБЕННОСТИ ТЕЧЕНИЯ КУЭТТА-ТЭЙЛОРА С ИНТЕНСИВНЫМ ОТСОСОМ И ВДУВОМ

Течение между соосными вращающимися цилиндрами устойчиво привлекает к себе

внимание исследователей в области гидродинамики и теплообмена. Это можно объяснить хотя бы тем, что эта задача имеет большое прикладное значение с точки зрения совершен-ствования многих технических устройств и технологических процессов. Наиболее характер-ным с точки зрения гидродинамики является возникновение замкнутых вихревых структур (макровихрей), которые появляются в кольцевой области уже при весьма небольших угло-вых скоростях внутреннего цилиндра и претерпевают сложную эволюцию с ее увеличением, сопровождая возникновение и развитие турбулентности в потоке. С точки зрения теплофи-зики, характерным является существенный рост теплоотдачи от внутреннего вращающегося цилиндра с увеличением его угловой скорости (числа Ta ), что также связано с возникнове-нием макровихрей и развитием турбулентности.

Исследовано влияние целого ряда дополнительных факторов, усложняющих постановку классической задачи Куэтта –Тэйлора, на интенсификацию процессов обмена импульсом и теплотой в потоке. К таким факторам, допускающим целенаправленное использование, от-носятся: шероховатость и рельеф поверхностей цилиндров, наличие осевого потока. Отмече-но также влияние наложенного радиального течения, которое можно оценивать в терминах отсоса или вдува через поверхность внутреннего цилиндра.

Это влияние, в частности, проявляется в сдвиге границы возникновения вихрей Тэйлора в сторону больших значений Ta . Однако все известные результаты относятся к случаю ма-лых радиальных скоростей ( )100)(Re 11 <ν= RVr . При 100Re >r окружная скорость жид-

кости претерпевает изменение только вблизи поверхности одного из цилиндров, то есть по-является резкий сдвиговый (пограничный) слой. Это вносит заметные изменения в физику течения Куэтта-Тэйлора и усложняет как математическую постановку задачи, так и экспери-ментальные исследования.

В настоящем исследовании рассматривается течение между неподвижным внешним и вращающимися внутренним соосными проницаемыми цилиндрами с отсосом и вдувом через внутренний цилиндр в диапазоне 10000Re <r . Получена граница центробежной устойчиво-

сти в координатах )Re,(Re rϕ , которая при 100Re <r совпадает с известными результатами.

Выявлены особенности возникновения турбулентности при интенсивном отсосе жидкости через внутренний вращающийся цилиндр. Показаны перспективы интенсификации теплоот-дачи от поверхности вращающегося цилиндра за счет отсоса жидкости через его поверх-ность.


12

УДК 621.928.9 В.А. Батлук1, д.т.н., Н.М. Параняк1 ,О.В. Мельников2

1 - НУ «Львівська політехніка»м. Львів, Україна 2 - Українська академія друкарства, м. Львів, Україна

ПОБУДОВА МОДЕЛІ ФАКТОРІВ ЕФЕКТИВНІОСТІ РОБОТИ

ПИЛОВЛОВЛЮВАЧА НОВОЇ КОНСТРУКЦІЇ

Автори багато років займаються конструюванням пиловловлювачів для очищення пові-тря від пилу для різних галузей промисловості .Спільним недоліком багатьох відомих конс-трукцій пиловловлювачів є значне зниження ефективності їх роботи через необхідність час-тої заміни пиловловлювача, який виходить з ладу через високу температуру пилогазового потоку, що в нього подається, а також погіршенням аеродинамічних характеристик потоку через високу температуру пилогазового потоку, який в ньому рухається.

Розроблено нову конструкцію пиловловлювача із теплообмінником, у якому за рахунок попереднього охолодження пилогазового потоку перед входом в апарат продовжено строк його служби і покращено гідродинамічні та аеродинамічні умови роботи, що в свою чергу призвело до підвищення ефективності його роботи і зменшення гідравлічного опору.

Створено модель, в якій враховано всі зв’язки між факторами, які відображені у вихід-ній графічній моделі і розміщені за спаданням пріоритетності їх впливу на ефективність ро-боти пиловловлювача. Якщо декілька факторів розміщено формально на одному рівні, пере-вага надається тому з них, до якого приєднано більше вхідних стрілок (впливів на інші фак-тори). При їх рівності додатково залучається експертне оцінювання. Слід зауважити, що результат віднесення вибраних факторів до відповідного ієрархі-чного рівня є об’єктивним настільки, наскільки його достовірність забезпечується викорис-танням відомих засад теорії системного аналізу, теорії моделювання, методології досліджен-ня і розв’язання проблем. Якщо кожен з факторів оцінювати деяким числом або присвоювати йому відповідний ваговий коефіцієнт пріоритетності дії факторів на ефективність роботи пи-ловловлювача, то, вагомість фактора відповідає номерові рівня ієрархії. Водночас пріоритет-ність дії фактора на ефективність роботи пиловловлювача нової конструкції є величиною ві-дносною і може бути змінена залежно від експертної оцінки міри впливу фактора на дослі-джуваний процес. У результаті синтезовано імовірнісну модель ієрархії факторів ефективно-сті роботи розробленого апарата, а на її підставі у першому наближенні розроблено модель пріоритетного впливу визначених факторів на ефективність роботи пиловловлювача нової конструкції. УДК 532.53 : 629.784 В.А. Ковальов к.т.н., доц. НТУУ „ Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

АНАЛІЗ СТРУКТУРИ ЦИРКУЛЯЦІЙ В’ЯЗКОЇ РІДИНИ БІЛЯ ВНУТРІШНІХ КОНСТРУКЦІЙ РЕЗЕРВУАРІВ РУХОМИХ ОБ’ЄКТІВ

Швидкий розвиток та удосконалення об’єктів автомобільної, авіаційної, ракетної та

космічної техніки надало актуальності дослідженням руху рідини у порожнинах твердих тіл. Такі рухомі тіла як автомобільна або залізнична цистерна, літак, судно-танкер, космічний апарат (КА або об’єкт ) та інші, що містять великі запаси рідини, можна розглядати як тіла з порожнинами, заповненими в’язкою нестисливою рідиною. Поширеними технічними при-строями для силового впливу на внутрішні течії є жорсткі перегородки, які встановлені на


13

стінках резервуарів з рухомою рідиною. Від ефективності та прогнозованості силового впли-ву перегородок на внутрішні течії залежить керованість, стійкість руху та виконання режимів руху об’єктів з рідиною.

Математичне моделювання гідромеханічних явищ в обертових течіях в’язкої рідини в обмежених об’ємах різної конфігурації за допомогою пакетів прикладних програм дозволяє значно доповнити результати експерименталь-них досліджень, встановити нові особливості обтікання перегородок у широкому діапазоні критеріальних параметрів, визначити перспек-тивні методи та засоби впливу на внутрішні течії з точки зору гідродинаміки.

Отримані результати експериментального та теоретичного моделю-вання течій у ре-зервуарах дозволили встановити основні закономірності розвитку інерційних течій у резер-вуарах з перегородками, що полягають в експоненціальному характері загасання швидкості за часом, нелінійній взаємодії характерних зон течій у сліді за перегородками, та структури циркуляцій. Досліджено вплив геометричних параметрів перегородок на характеристики те-чії у відповідних зонах ємності і доведено, що для визначення силових впливів перегородок на течії важливими факторами є проникність площини перегородки та відстань її розташу-вання відносно стінок резервуару.

Отримані у роботі нові положення та науково обґрунтовані результати, які обумов-люють методологію підвищення ефективності і надійності керування об’єктом з рідиною, дають можливість за деякими вхідними параметрами прогнозувати нештатні умови руху і режими роботи рушійних установок обертових об’єктів, що дозволяє надійно та ефективно провести необхідні компенсаційні заходи. Результати досліджень дозволяють значно скоро-тити обсяг експериментальних досліджень у натурних умовах і об'єктах, замінити деякі ви-пробування чисельним розрахунком та істотно скоротити економічні витрати на польові і натурні випробування.

УДК 621.867.82 В.М. Гущин1 к.т.н., доц., И.И.Назаренко2 д.т.н. проф., Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск, Украина Киевский национальный университет строительства и архитектуры, г. Киев, Украина

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СОЗДАНИЯ ПНЕВМОТРАНСПОРТА СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ СТРУЙНЫМ ВОЗДЕЙСТВИЕМ ВОЗДУШНОГО ПОТОКА

Существующие способы пневматического транспортирования сыпучих материалов,

как известно, обладают высокой энергоемкостью вследствие высокой скорости движения аэросмесей. Максимальная эффективность при одновременном снижении энергоемкости до-стигается снижением скорости движения аэросмеси в несколько раз при условии равенства скоростей несущей среды и несомой компоненты. Эти условия могут быть выполнены при использовании волнового, порционного режимов движения аэросмесей либо движения сплошным потоком материала в аэрированном состоянии. Современные тенденции разра-ботки новых типов пневмотранспортных установок базируются на синергетической концеп-ции процессов движения аэросмесей в трубопроводе, описания режимов движения аэросме-сей и их переходов методами частичной детерминированности. Стабильность волновых и порционных режимов массопереноса обусловлена самоорганизацией процесса движения, подчиняющейся общим законам синергетики.

Исследованы фазовые состояния и их переходы при движении аэросмесей в пневмот-ранспортном трубопроводе. Объяснены физические процессы, протекающие в трубопроводе. Разработаны математические модели поступательного и вращательного движения аэросме-


14

сей. Выполнен комплекс теоретических и экспериментальных исследований по определению оптимальных параметров предложенных установок нового типа.

Стационарные режимы работы пневмотранспортных установок нетрадиционного ис-полнения, работающих в волновом и порционном режимах течения аэросмесей, сопровож-даются постоянными осцилляционными процессами. В пневмотранспортном трубопроводе следует различать колебательные процессы двух типов: колебания, вызванные структуриро-ванным движением аэросмесей, и колебания, вызванные ударными волнами сжатия и разре-жения газоматериального потока. В колебательных процессах первого типа на основные ко-лебания накладываются вторичные, частота которых на порядок – два повышает частоту ос-новных. Амплитуды возмущений в зоне формирований структуры газоматериального потока превышают величины амплитуд возмущений по трассе. Волновое и дюнообразное движения аэросмесей имеют более сглаженные характеристики. Физико-механические свойства транс-портируемых сыпучих материалов, сказываясь на величинах амплитуд возмущений, практи-чески не влияют на характер протекания колебательных процессов. Малые возмущения ско-рости воздушного потока приводят к существенно большим возмущениям плотности потока в пределах порции или волны. Последнее оказывает положительное влияние на сохранение структуры потока и, таким образом, в целом на работоспособность пневмотранспортной установки.

Высокая производительность, малая энергоемкость, невысокий расход воздуха, ком-пактность размещения оборудования, исключение деградации частиц сыпучего материала, резкое снижение износа трубопроводов и комплектующего оборудования, возможность сов-мещения некоторых технологических процессов с перемещением, улучшение экологии окружающей среды вследствие резкого снижения объемов очищаемого воздуха и количества содержащейся в ней пыли позволяют сделать вывод о перспективности применения высоко-эффективных пневмотранспортных установок нового типа.

УДК 62-333 Д.Г. Олехнович асп., М.И. Жилевич к.т.н., доц. Белорусский национальный технический университет, г.Минск, Беларусь

МОДЕЛИРОВАНИЕ ВНУТРЕННИХ ДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В

ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ ГИДРОКЛАПАНАХ НЕПРЯМОГО ДЕЙСТВИЯ

При проектировании гидросистем в схему установок необходимо включать предохра-нительные устройства, позволяющие ограничивать давление рабочей среды при превышении его расчетных значений. Отдельного внимания заслуживает вопрос обеспечения устойчивой работы элементов предохранительных клапанов, динамические процессы в которых могут обусловить повышенные пульсации давления в системе, вызвать шум при работе и повы-шенный износ конструктивных элементов.

Объектом исследований является предохранительный гидроклапан непрямого действия с плоским затвором в переливном каскаде. Для моделирования динамических процессов в исследуемом клапане составлена расчетная схема и разработана математическая модель. Со-ставлены уравнения балансов расходов рабочей жидкости в узлах расчетной схемы и урав-нения движения подвижных элементов предохранительного клапана. Учитывается сжимае-мость запираемого объема жидкости. Результирующая система уравнений включает в себя два дифференциальных уравнения второго порядка и одно дифференциальное уравнение первого порядка.


15

Математическая модель позволяет рассчитать динамику изменения перемещений и ско-ростей подвижных элементов клапана, а также давлений в системе и межклапанном про-странстве. Входное воздействие формируется изменением подачи по типовому закону.

Для оценки работоспособности полученной математической модели выполнен ряд рас-четов. В качестве основных исходных данных приняты конструктивные размеры одной из моделей, находящихся в эксплуатации клапанов. Исследовано влияние параметров, в част-ности величины запираемого объема, подачи насоса, размера дроссельного отверстия та-рельчатого клапана на динамику внутренних процессов, происходящих в предохранительном клапане непрямого действия.

Следует отметить, что наиболее существенное влияние на качество переходных процес-сов оказывает размер дроссельного отверстия тарельчатого клапана. При изменении подачи насоса в исследуемом диапазоне установившаяся величина давления остается практически неизменной. Увеличение предохраняемого объема и силы трения позволяют сделать работу клапана более плавной, но уменьшают быстродействие системы.

Разработанная математическая модель может служить эффективным инструментом при выборе рациональных значений конструктивных размеров предохранительного клапана с целью обеспечения заданных динамических свойств. Она может быть интегрирована в обобщенную динамическую модель гидропривода, повысив адекватность последней. УДК 664:002.5; 664.02 І.В. Севостьянов к.т.н., доц. Вінницький національний технічний університет, м. Вінниця, Україна

РЕОЛОГІЧНІ МОДЕЛІ ТА РІВНЯННЯ ВОЛОГИХ ДИСПЕРСНИХ МАТЕРІАЛІВ ПІД ЧАС ЇХ ПОТОКОВОГО ВІБРОУДАРНОГО ФАЗОВОГО РОЗДІЛЕННЯ

Найбільш ефективним способом утилізації відходів харчових виробництв, в тому числі,

спиртової барди, пивної дробини, бурякового жому, кавового шламу, що відносяться до во-логих дисперсних матеріалів, є їх розділення на тверду фазу – концентрат і рідинну фазу – фільтрат. Фільтрат після очищення являє собою звичайну воду, що може зливатись у водой-мища без негативних для природи наслідків. Концентрат після зневоднення до вологості 20 – 25% може служити як добавка до сільськогосподарських кормів або в якості палива.

В результаті теоретичних та експе-риментальних досліджень автора уста-новлено, що висока продуктивність про-цесів потокового зневоднення і очищен-ня вологих дисперсних матеріалів, при достатньо низькій енергоємності, заданій кінцевій вологості концентрату оброб-люваного матеріалу та якісному очищен-ні його фільтрату, забезпечуються у випадку їх реалізації в полі віброударних інерційних навантажень, на машинах з гідроімпульсним приводом. Але для до-сягнення вказаних параметрів ефектив-ності необхідно забезпечити оптимальні


16

параметри навантаження оброблюваного матеріалу, з врахуванням його фізико-механічних характеристик: пружності та в’язкості твердої і рідинної фаз, пластичності твердих частинок та сухого тертя між ними.

Відомі реологічні моделі харчових матеріалів при реалізації різноманітних техно-логічних процесів їх перероблення (зокрема, моделі Шведова-Бінгама, Кельвіна, Максвела, Бінгама) – є непридатними під час досліджень процесів потокового віброударного зневод-нення і очищення вологих дисперсних матеріалів, оскільки не відображають деякі їх важливі властивості (наприклад, сухе тертя твердих частинок, наявність у матеріалі вільної рідини та її взаємодію з твердою фазою).

Тому, нами були розроблені безінерційні реологічні моделі вологого дисперсного ма-теріалу під час його попереднього потокового віброударного зневоднення у прес-формі за-критого типу на гідроімпульсному вібропресі, представлені на рис. 1. На моделях позначені: тІ – маса нижнього виконавчого елемента вібропреса, що включає маси плунжера гідро-циліндра ГІП, вібростолу, прес-форми та порції оброблюваного матеріалу у ній; тІІ – маса верхнього виконавчого елемента – враховує маси пуансона, рухомої траверси та змінних інерційних вантажів; cmх, cmу, cmz, cрх, cру, cpz - коефіцієнти жорсткості твердої та рідинної ча-стинок оброблюваного матеріалу відносно осей х, у, z; αmх, αmу, αmz, αрх, αру, αpz - коефіцієнти в’язкості твердої та рідинної частинок при їх переміщенні відносно осей х, у, z; μх, μу, μz - коефіцієнти сухого тертя твердої частинки об стінки прес-форми та інші частинки твердої фази відносно осей х, у, z; τ0х, τ0у, σ0z – межі текучості твердої частинки відносно осей х, у, z; FмzІ(t), FмzІІ(t) – поточні значення зусиль, створюваних виконавчими елементами на частин-ках порції матеріалу у прес-формі відносно осі z; FмхΣ(t), FмуΣ(t), FмzΣ(t), – поточні значення зусиль сумарного навантаження, створюваного на частинках матеріалу відносно осей х, у, z.

На підставі даних моделей можна скласти системи реологічних рівнянь зміни дотичних і стискаючих напружень та деформацій порції оброблюваного матеріалу у продовж і-го цик-лу його віброударного інерційного навантаження у прес-формі, на етапі переміщення вико-навчих елементів вібропреса з граничного нижнього у граничне верхнє положення, відносно осей х, у, z. Система даних рівнянь для осі z має вигляд

+=

σ=σ+σ=σ=σ+σ

Σ ,

;.........

mp

текттвтпрттсттврпрр

zzz (1)

де σр.пр, σт.пр, σр.в.т, σт.в.т, σт.с.т, σт.тек – стискаючі напруження, створювані силами пружності та в’язкого тертя рідинних та твердих частинок матеріалу, силами сухого тертя твердих ча-стинок, а також стискаючі напруження їх текучості; zΣ, zp, zm – сумарна деформація порції матеріалу, а також деформації його рідинної та твердої фаз.

У верхньому рівнянні системи (1) прирівнюються напруження послідовно з’єднаних груп елементів опору, при цьому в першій і четвертій за порядком групах напруження пара-лельно сполучених елементів додаються. У нижньому рівнянні сумарна деформація порції матеріалу визначається як сума деформацій послідовно з’єднаних груп елементів опору (див. рис. 1).

Система (1) перетворюється далі до вигляду

+=

++=−

σ=α+

=μ=α+ Σ

,

;

;)(

..

..

0.

плтпртm

пртплmpIIІ

м

z

м

mmzпрmmz

м

мzz

м

ppzppz

zzz

zzzzz

SS

zzс

S

tF

S

zzc

(2)

де zт.пл, zm.пр – пластичні та пружні деформації твердої фази порції відносно осі z; Sм – площа поперечного перетину порції.

Домножаючи всі частини верхнього рівняння системи (2) на Sм і здійснюючи певні пе-ретворення, отримуємо


17

+=

++=−

=μ

σ−α−−α+Σ

.

;

);(

..

..

0.

плтпртm

пртплmpIIІ

мzz

zmmzпрmmzppzppz

zzz

zzzzz

tFzzсzzc

(3)

Підставляючи у рівняння (3) FмzΣ(t), zI, zII, zт, zр, визначені за допомогою диференціальних рівнянь руху виконавчих елементів вібропреса, твердої і рідинної частинок порції оброблюваного матеріалу, визначаємо пластичні zт.пл і пружні zт.пр деформації твердої фази.

На рис. 2 наведена аналітична залежність напружень від деформацій у середовищі матеріалу під час його навантаження. На графіку можна виділити: ділянку І, що характеризує зміну дотичних

та стискаючих напружень у рідинній фазі порції, обумовлених її пружною деформацією та в’язким тертям, а також сухим тертям твердих частинок; ділянку ІІ, що дозволяє визначити напруження під час пружної деформації і в’язкого тертя твердих частинок; ділянку ІІІ, яка характеризує напруження, що є результатом пластичної деформації частинок твердої фази.

УДК 539.173.84 М.А. Фролова, П.А. Пономаренко к.т.н., проф. Севастопольський национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

К ВОПРОСУ РАЗРАБОТКИ МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ

НЕЙТРОННО-ЯДЕРНЫХ РЕАКЦИЙ

Нейтронно-ядерные реакции представляют собой технологический процесс, в котором участвуют количественно исходные продукты (ядра элементов и их изотопы), облучающие нейтроны различных энергий, побочные продукты и продукты конца процесса.

Нейтронно-ядерные реакции широко используются в технике и промышленности для получения радиофармпрепаратов, источников ионизирующего излучения, ядерного легиро-вания кремния, в радиоэкологии – для оценки загрязнения окружающей среды радионукли-дами, в нейтронно-активационном анализе, в метрологии и спектрометрии нейтронных по-лей и т.д.

Весь процесс требует знаний количества исходного продукта, режима технологического процесса и количественной оценки результата процесса. Эта задача может быть решена только после создания математической модели процесса и ее решения экспериментально-аналитическим методом. Процессу разработки и решения этой модели посвящена настоящая работа, которая рассматривает поставленную задачу и ее решение на примере облучения мишеней кобальта-59 в поле тепловых нейтронов исследовательского реактора.

Вероятность процесса взаимодействия одного ядра мишени с одним нейтроном тепловой энергии и других процессов, возникающих после образования составного ядра, может быть представлена после изучения справочной литературы [1-2] следующей схемой:


18

NiСоnСо

NinNiСоnnСо

т

тa

nт

nтт

барнт

6128

,6127

,10

6027

6128

,10

6028

,6027

3,2010

5927 %)100(

⎯⎯ →⎯⎯⎯ →⎯+

⎯⎯ →⎯+⎯⎯ →⎯+γ+⎯⎯⎯⎯⎯ →⎯+

γβγ

γγβ=σ

−

−

На данной схеме представлены исходные элементы – изотоп кобальта и нейтрон тепло-вой энергии, стрелки указывают направление протекания процесса, под стрелками указыва-ется тип реакции, над стрелками – микросечение реакции (σа) и период полураспада радио-нуклида (Т0,5). Фактически, представленный процесс и является физической моделью проте-кания нейтронно-ядерной реакции облучения кобальта-59 в поле тепловых нейтронов. По этой схеме составляется математическая модель процесса для N ядер исходного продукта, облучаемого в нейтронном поле, характеризующимся скалярным параметром плотностью

потока нейтронов φ .

Представленная модель является математическим выражением процесса облучения ис-ходного нуклида массой m грамм.

ϕ⋅⋅−ϕ⋅⋅+⋅=

ϕ⋅⋅−⋅=

ϕ⋅⋅−⋅−ϕ⋅⋅=

ϕ⋅⋅−⋅−ϕ⋅⋅=

ϕ⋅⋅−=

−−

−−

−−−

−−

−−−

−−

−−−−−

−−

−−−−−

−−−

60Ni60Ni

a61Ni61Ni

a61Co61Co61Ni

60Ni60Ni

a60Co60Co60Ni

61Co61Co

a61Co61Co60Co60Co

a61Co

60Co60Co

a60Co60Co59Co59Co

a60Co

59Co59Co

a59Co

NσNσNλdt

dN

NσNλdt

dN

NσNλNσdt

dN

NσNλNσdt

dN

Nσdt

dN

(1)

где: dt

dN – скорость изменения числа ядер исходного нуклида, ядер*сек-1; aσ – микроско-

пическое сечение взаимодействия, барн; N – число ядер, ядер; ϕ – плотность потока

нейтронов, н*см-2*с-1; λ – постоянная распада, с-1; ϕ⋅⋅− Nσ a - скорость убыли числа ядер

нуклида за счет «расстрела» нейтронами тепловых энергий; ϕ⋅⋅Nσ a - скорость образова-

ния дочернего нуклида; Nλ ⋅ – скорость убыли нуклида за счет радиоактивного распада.

Система уравнений может быть решена в общем, то есть в интегральном виде, при опре-делении начальных условий. Тогда получим значения NСо-59 (t), NСо-60(t), NСо-61(t), NNi-60(t), NNi-61(t).

Но для численного решения необходимо знать: a) аттестованное значение плотности потока нейтронов тепловых нейтронов и

оно должно быть φ(t)=const в период облучения; b) аттестованное значение NСо-59, которое определяется по формуле

59Co59Co

59Co mA

NaN −

−− ⋅= (2)

измеряется на аттестованных региональной метрологической организацией ана-литических весах с составлением протокола измерения в измерительной лаборатории.

Только после этого получим численные значения продуктов реакции на конец процесса облучения.

Таким образом, на основании справочных литературы изучается и составляется схема физической модели нейтронно-ядерного процесса. И на основании физической модели воз-


19

можно составить математическую модель, в основу которой положены закон радиоактивного распада и закон сохранения вещества. Литература 1.Гордеев И.В. Ядерно физические константы. Справочник/ И.В. Гордеев, Д.А. Кардашев, А.В. Ма-лышев. – М.: Госатомиздат, 1963. – 507 с. 2.Справочник по ядерной физике. Перевод под редакцией академика Л.А.Арцимовича. Госиздат физ. Ист. Литературы, М. 1963г. УДК 621.647.23 А.В. Ляшок асп., О.Ф. Луговський д.т.н., проф., НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

УЛЬТРАЗВУКОВЕ РОЗПИЛЕННЯ В МЕХАТРОННИХ СИСТЕМАХ На сьогоднішній день стан промисловості потребує створення автоматизованих меха-

тронних системах, в яких до пристроїв розпилення рідини пред’являються як вимоги по за-безпеченню необхідних дисперсності, продуктивності та форми аерозольного факелу, так і вимоги швидкодіючого електронного керування ними.

Найбільш доцільно системи автоматичного керування будувати із залученням ультра-звукового способу розпилення рідини. Цей спосіб є найбільш поширеним у мехатронних си-стемах. Він відрізняється низькою споживаною потужністю, малою інерційністю та широки-ми можливостями електронного регулювання продуктивності.

Так, наприклад, для створення мехатронної системи штучного мікроклімату в примі-щені або для забезпечення необхідної концентрації вологості повітря в барокамері викорис-товують один або, в певних випадках, декілька ультразвукових диспергаторів (рис. 1), за до-помогою яких забезпечують якісну гомогенізацію суміші, що подається.

а) б)

Рис.1. Одиничний ультразвуковий диспергатор (а) і багатоточкова панель диспергаторів (б) Якщо в приміщені передбачено систему вентиляції і в різних його частинах приблизно

однаковий тепловий режим, то доцільно використовувати схему установки диспергаторів у вентиляційній трубі (рис. 2а). Однак за наявності стелажів і кутів в приміщені виникають су-хі зони, що в певних випадках є небажаним. Якщо ж приміщення не має різних теплових ді-лянок і наявність повітряних протягів є неприпустимим, краще використовувати схему уста-новки диспергаторів на стелі зі спільною системою керування (рис. 2б). Вона реалізується при розміщенні диспергаторів на певній відстані один від одного. Надійність такої схеми не-


20

значна. Більшу надійність забезпечує схема (рис. 2в), яка передбачає наявність систем керу-вання у кожного диспергатора. Така система може бути рекомендована для великих скляних сільськогосподарських теплиць.

а) б) в)

Рис.2. Схема установки диспергаторів (а – розташування у вентиляційній трубі; б – блок диспергаторів розташований на стелі та має спі-

льну систему керування; в – розташований на стелі з окремою системою керування на кожний диспер-гатор (ДВ – датчики вологості, Р – ультразвукові диспергатори))

Однак звичайні ультразвукові диспергатори з розпиленням в тонкому шарі не дозволя-

ють отримати факел аерозолю з великою площею зволоження, що так необхідно в теплицях. Тому для випадків великих площ зволоження розроблені спеціальні диспергатори з нерухо-мим пневматичним направляючим апаратом (рис. 3а,б).

Суха зонаЗона зволоження

1

2

345

6

Суха зонаЗона зволоження

U

t а) б)

Рис.3. Схема ультразвукового диспергатора з розпиленням в тонкому шарі та пневматичним на-правляючим апаратом (а – направляючий апарат з електродвигуном з постійним сигналом, б – з моду-льованим сигналом; 1 – розпилювач, 2 – відражаюча поверхня розпилювача, 3 – направляюча, 4 – фор-муючий канал повітряного потоку, 5 – корпус пневматичного направляючого апарата, 6 – електродвигун

з вентилятором)

Застосування запропонованого ультразвукового розпилювача рідини дозволить отри-мати якісний дрібнодисперсний аерозоль, що розпилюється на великі площі.

Швидкодія та високий ККД сучасних ультразвукових диспергаторів для розпилення в тонкому шарі дозволяють широко застосовувати їх в мехатронних системах, які забезпечу-ють високу ефективність багатьох технологічних процесів.


21

УДК 621.647.23 А.В. Мовчанюк к.т.н., доц., О.Ф. Луговський д.т.н., проф., В.П. Фесіч інж. НТУУ «Київський політехнічний інститут» м. Київ, Україна

ОСОБЛИВОСТІ ПОБУДОВИ СИСТЕМИ З ФАПЧ ДЛЯ КЕРУВАННЯ УЗ ПРИВОДАМИ В МЕХАТРОННИХ СИСТЕМАХ

При проектуванні мехатронних систем з використанням ультразвукових приводів, од-

нією з найважливіших задач є розробка схеми керування приводом. На сьогодні відомо декілька основних структурних схем, за якими будуються системи керування. До них можна віднести схеми із зовнішнім збудженням, автогенератори та системи з ФАПЧ (фазове ав-топідстроювання частоти). Вибір тієї чи іншої схеми керування диктується як вимогами тех-нологічного процесу, так і особливостями конструкції ультразвукового приводу. Наприклад, схеми із зовнішнім збудженням практично не прийнятні для резонансних приводів з транс-форматорами швидкості, особливо при змінних навантаженнях на привід.

Найбільш універсальною є схема з ФАПЧ. Однак при її використанні виникає низка труднощів, що пов'язані з особливостями конструкції приводу. Розглянемо деякі з них. Уль-тразвуковий привід може мати окрім робочого резонансу декілька, так званих, «паразитних». При цьому для схеми керування будуть виконуватися як баланс фаз, так і баланс амплітуд. Так, для перетворювачів з трансформатором коливальної швидкості хвилевої довжини з ро-бочою частотою 22 кГц спостерігається «паразитні» резонанси з частотами 18 кГц і 25 кГц. В зв’язку з цим схема керування повинна мати властивість частотної селекції, що може бути здійснена декількома способами (рис. 1-3).

У випадку використання фазового компаратора, що працює за фронтом сигналу (фазо-вий детектор 1-го типу), в коло зворотного зв’язку може бути включений смуговий фільтр СФ, який налаштований на робочу частоту приводу. До недоліків такого рішення слід відне-сти зривання слідкування при стрибкоподібній зміні навантаження.

В схемах на рис.2 та рис.3 використано фазовий детектор 2-го типу, який видає сигнал неузгодженості у випадку, коли зсув між вхідними сигналами відмінний від 90°. При цьому поворот фази сигналу зворотного зв’язку на 90° може бути здійснений за допомогою фазо-вого фільтру (рис.2), а також в самій схемі виділення сигналу зворотного зв’язку (рис.3). До переваг цих рішень слід віднести відсутність зриву слідкування при різкій зміні навантажен-ня приводу.

В результаті аналізу схем керування з ФАПЧ можливо зробити висновок, що найбільш прийнятними є системи із використанням фазових компараторів другого типу. При цьому поворот фази може бути здійснений за допомогою фазових фільтрів, а також в системі виділення зворотного зв'язку.

Рис.1. Схема ФАПЧ зі смуговим фільтром в колі зворотного зв’язку (ФД –фазовий детектор; ФНЧ – фільтр низької частоти; ГКН – генератор керований напругою; КК

– ключовий каскад; УЗП – ультразвуковий привід; ТС – технологічне середовище; ВСЗЗ – виділення сигналу зворотного зв’язку; СФ –смуговий фільтр; ПО- підсилювач - обмежувач)


22

Рис.2. Схема ФАПЧ з фазовим фільтром в колі зворотного зв’язку (ФФ- фазовий фільтр)

Рис.3. Схема ФАПЧ з фазообертачем в колі зворотного зв’язку

УДК 64 В.В. Шмелев, ООО “ТЕСИС”, г.Москва, Россия

ИННОВАЦИОННЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ПРОГРАММНОГО КОМПЛЕКСА FLOWVISION В РЕШЕНИИ ЗАДАЧ ГИДРОДИНАМИКИ КОРПУСА СУДНА

В докладе обсуждаются инновационные технологии программного комплекса

FlowVision HPC, основанного на конечно-объемном методе решения уравнений гидродина-мики и использующего прямоугольную адаптивную сетку с локальным измельчением.

В частности: • использование технологии подсеточного разрешения геометрии для аппроксимации

криволинейной геометрии с повышенной точностью, которая позволяет импортировать гео-метрию из систем САПР и обмениваться информацией с системами конечно-элементного анализа. Использование этой технологии позволило решить проблему автоматической гене-рации сетки для расчетной области, имеющей геометрию любой степени сложности;

• клиент-серверная архитектура FlowVision HPC, которая позволяет использовать про-извольную комбинацию персональных компьютеров и кластеров с распределенной памятью, как для расчетов, так и для визуализации течения жидкости и газа. Эта архитектура позволя-ет наиболее полно использовать возможности параллельных вычислений на кластерах кол-лективного пользования, когда все задачи запускаются с помощью систем управления зада-ний (батч-системы), сохранив при этом удобство работы с FlowVision через клиента, рабо-тающего на персональным компьютере;

• тесная интеграция FlowVision HPC с конечно-элементной программой ABAQUS, ко-торая предназначена для расчета прочностных характеристик конструкций. Обе программы могут работать на компьютерах с распределенной памятью, обмениваясь информацией в процессе расчета в параллельном режиме. Таким образом, использование обеих программ позволяет решать задачи взаимодействия жидкости и конструкций, т.е. определение гидро-динамических характеристик судна с одновременным расчетом напряженно-деформированного ьсостяния;


23

• объединение FlowVision HPC с программой многокритериальной оптимизации IOSO, которая предназначена для проведения автоматической оптимизации конструкций при за-данных пользователем критериях. При этом, для ускорения решения задачи, используются все возможности распараллеливания решений, включая обмен информацией в процессе рас-чета в параллельном режиме. Таким образом, совместное использование этих программ поз-воляет ставить и решать задачи оптимизации конструкции любой сложности.

УДК 62-525 О.В. Узунов к.т.н., доц., І.В. Ночніченко асп. НТУУ ‘‘Київський політехнічний інститут’’, м. Київ Україна.

ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ АДАПТИВНОЇ ВЛАСТИВОСТІ

ДРОСЕЛЮ ГІДРАВЛІЧНОГО АМОРТИЗАТОРА

Безпеку руху, комфорт, керованість та інші ходові якості автомобіля в значній мірі визначають характеристики амортизатора. В той же час ці характеристики залежать від тем-пературних умов експлуатації. З проведених теоретичних та експериментальних досліджень встановлено, що особливо чутливими до змін температури є гідравлічні амортизатори. Це обумовлено зміною в’язкості та щільності робочої рідини. З літературних джерел та експе-риментально встановлено, що найбільші зміни характеристик спостерігаються в діапазоні температур 20...50 °С [1]. Одним із шляхів стабілізації характеристик амортизатору є ко-рекція провідності його дроселів за допомогою автоматичного приводу. Використання біме-талів дозволяє забезпечити позиціонування рухомого елементу гідравлічного дроселю відповідно до зміни температури в автоматичному режимі [2]. Однак для оцінки ефектив-ності такого рішення необхідне експериментальне дослідження.

Метою роботи є перевірка ефектив-ності стабілізації характеристик гідравлічно-го амортизатора при зміні температури ро-бочої рідини.

Результати досліджень.Для виконан-ня досліджень було розроблено та виготов-лено клапанно–дросельний вузол амортиза-тора з адаптивною властивістю, пристрій для імітації його роботи, розроблена методика проведення дослідження, принципова схема (рис.1) та складено експериментальний стенд. Геометричні розміри клапанно- дро-сельного вузла були вибрані відповідно до розмірів аналогічного вузла стандартного автомобільного амортизатора. В ході до-сліджень визначалась витратна характери-стика дроселів для діапазону температур ро-бочої рідини 20…45 °С та перепадів тиску, які відповідають режиму роботи амортизато-ра в реальних умовах.

Отримані витратні характеристики кла-панно–дросельного вузла використано для оцінки характеристик амортизатора. Ро-зрахунковим шляхом визначено залежності

Рис.1 Гідравлічна схема стенда для визначен-ня статичних характеристик клапанно-

дросельного вузла амортизатора ( 1 – адаптивний клапанно - дросельний вузол, 2 – вимірювальна та керуюча апара-

тура, 3 – насосна станція)


24

між швидкістю руху штоку та зусиллям на ньому. При цьому витрата робочої рідини крізь дроселі визначала швидкість руху штоку, а перепад тиску на поршні визначав зусилля.

Для оцінки ефективності запропонованого технічного рішення було виконано порівнян-ня отриманих характеристик з характеристиками амортизатора без корекції площ робочих дроселів, які визначені в попередніх дослідженнях [1]. Результати (рис.2) показують, що при відсутності корекції площ дроселів при зміні швидкості руху поршня від 0,02 до 0,08 м/с і зміні температури в діапазоні 20…45 0С зусилля опору гідравлічного амортизатора для ре-жиму «відбою» змінюється в два рази (залежність 1 та 2, рис.2). У разі застосування автома-тичної корекції площ дроселів зміна зусилля при зміні температури компенсується не менш ніж на 75 % (залежність 3, рис.2). В той же час при використанні автоматичної корекції площ дроселів та при 20 0С характеристика амортизатора відрізнялась від характеристики при від-сутності корекції не більш ніж на 5% (залежності 4 та 1, рис.2).

Отримані результати підтверджують роботоспроможність та ефективність автоматичної

корекції зусилля при зміні температури робочої рідини і, відповідно, можливість її викорис-тання у складі гідравлічних амортизаторів для стабілізації його характеристик.

Література 1. Узунов О.В. Вплив температурних змін характеристик дроселів на роботу гідравлічного амор-тизатора / Узунов О. В., Ночніченко І. В., Галецький О. С. ; // Вісник НТУ “КПІ”. – Київ. – 2009. – № 57. – С. 157-163. 2. Узунов О.В. Дослідження біметалевого приводу гідравлічного дроселю амортизатора вібраційних коливань /. Узунов О. В., Ночніченко І. В. ; // Всеукраїнський науково – технічний журнал Вібрації в техніці та технологіях . – 2011. – № 3 (63). – С. 66-73.

Рис.2 Залежність зусилля на штоку амортизатора від швидкості руху поршня та температури робочої рідини ( режим роботи “відбій”)

1

2

3

4

t=20°C

t=45°C

t=45°C


25

УДК 519.87:66.081:547.898 Н.А. Бежин, И.И. Довгий к.х.н., доц. Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г.Севастополь, Украина

ПОСТРОЕНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ СОРБЦИИ СТРОНЦИЯ

СОРБЕНТОМ НА ОСНОВЕ ДИБЕНЗО-18-КРАУН-6 В СТАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ Сорбционное извлечение стронция сорбентом, импрегнированным дибензо-18-краун-6,

проходит в статических условиях и определяется внутренней (гелевой) диффузией. С учетом этого для создания математической модели решали следующие уравнения: – уравнение материального баланса (характеристическое уравнение переодического аппарата полного смешения):

0=τ∂∂+

τ∂

∂ CV

СV ; (1)

– уравнение кинетики внутренней (гелевой) диффузии в сферическую частицу сорбента (уравнение второго закона Фика):

∂∂⋅+

∂

∂⋅=τ∂∂

r

C

rr

CD

C 22

2; (2)

– уравнение линейной изотермы сорбции: )(CfС = ; (3)

– уравнение для определения средней концентрации микрокомпонента в зерне сорбента:

( ) ( )drrСrr

Сr

,3 0

0

230

τ=τ . (4)

При этом начальное условие имеет вид: 0=τ , 0rr = , ( ) 0, =τ rС ;

а граничные условия: ∞<τ<0 , 00 rr <≤ , ( ) ∞=τ СrС , .

Решение системы уравнений (1) – (4) с принятыми начальным и граничными условиями сводиться к уравнению Бойда-Адомсона для внутридиффузионной кинетики:

∞θθ

= tF ; ( )рC

CF

τ−= 1 ;

∞

=

τπ−

π−=

120

22

22exp

161

n r

nD

nF , (5)

Т.к. критерий гомохромности Фурье можно выразить по формуле:

τπ=20

2

r

DBt , (6)

то

( )∞

=⋅−

π−=

1

222

exp16

1n

nBtn

F , (7)

Коэффициент диффузии после определения значения Bt для определенного F рассчи-тывали по уравнению:

τ⋅π

⋅=

2

20rBt

D мм2/с. (8)


26

УДК.621.382:539.16 П.С. Бейнер, Н.В. Бейнер Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

УСТОЙЧИВОСТЬ К ВОЗДЕЙСТВИЮ ИОНИЗИРУЮЩИХ ИЗЛУЧЕНИЙ НА ПРИМЕРЕ БИС СЕРИИ PIC18F

В процессе исследований тестовых р-n-рструктур установлено, что обратные токи пе-

реходов коллектор-эмиттер, коллектор-база и эмиттер-база изменялись незначительно. По-этому значения соответствующих контролируемых напряжений оставались в пределах норм ТУ (табл.) вплоть до уровней воздействия 1,2×106 ед.[1]

Таблица Параметры тестовых биполярных р-n-р-транзисторов

Параметры Норма

Минимум Максимум

Статический коэффициент передачи тока, β, отн. ед. 30 75 Напряжение коллектор-эмиттер, В (при токе утечки 10 мкА) - 15

Напряжение коллектор-база, В (при токе утечки 10 мкА) - 20 Напряжение эмиттер-база, В (при токе утечки 10 мкА) 7,5 11,5

При облучении в нормальных условиях наблюдается незначительное (менее 5%) сни-жение β. Установлено, что воздействие излучения при повышенной температуре приводит к появлению заметного минимума на зависимости β (D). Наблюдаемый эффект, по-видимому, обусловлен взаимным влиянием процессов формирования поверхностных состояний и встраивания радиационно-индуцированногоположительного заряда в пассивирующем окис-ле. После окончания облучения при повышенной температуре параметры тестовых биполяр-ных транзисторов, измеренные приТ = +100 и +25°С, не вышли за нормы ТУ (табл. 1). Литература 1 Некрасов П.В., Яненко А.В. Усовершенствованный блок для исследования одиночных сбоев и за-щелкиваний в БИС ОЗУ [Текст] // Электроника, микро- и наноэлектроника. Сб. научн. трудов / Под редакцией В.Я.Стенина. – М.: МИФИ, 2003. –С.251-252. УДК 006.91.03 А.Н. Бакулина к.т.н., доц., А.А. Заручевский Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г.Севастополь, Украина

ИССЛЕДОВАНИЕ ФАКТОРОВ, ВЛИЯЮЩИХ НА ЭКОНОМИЧЕСКУЮ ЭФФЕКТИВНОСТЬ МЕТРОЛОГИЧЕСКИХ РАБОТ

В представленной работе проведено исследование факторов, влияющих на оценку эко-

номической эффективности метрологических работ. Экономическая эффективность на прямую зависит от потраченных ресурсов на выпол-

нение работ, правильности их выполнения и затрат времени на их проведение. Одними из наиболее эффективных инструментов для проведения анализа влияющих

факторов являются статистические методы управления качеством – причинно-следственная


27

диаграмма Исикава, мозговой штурм, иерархический подход к разработке классификации показателей качества и т.д.

Таким образом, можно предложить классификацию факторов, влияющих на экономиче-скую эффективность метрологических работ, представленную в таблице.

Таблица

Классификация показателей экономической эффективности метрологических работ

Комплексныйпоказатель

Групповой показатель Единичный показатель

1. Оборудова-ние

1.1 Оснащенность лаборатории 1.1.1Наличие СИТ 1.1.2 Внедрение новых СИТ

1.2 Работоспособность обору-дования

1.2.1 Модернизация СИТ 1.2.2 Подготовка оборудо-вания к работе 1.2.3 Обслуживание оборудования

1.3 Соответствие оборудова-ния

1.3.1 Аттестация СИТ 1.3.2 Испытания и серти-фикация оборудования

2. Техноло-гия и метод

2.1 Экономия материальных ресурсов 2.2 Место проведения работ 2.3 Методики выполнения измерений и нормативно-техническая документация

2.3.1 Качество НТД 2.3.3 Аттестация МВИ 2.3.2 Наличие методик на рабо-чих местах

2.3.4 Внедрение новых МВИ 2.3.5 Соответствие МВИ

3. Персонал

3.1 Квалификация персонала 3.1.1 Аттестация персонала 3.1.3 Компетентность

3.1.2 Уровень образования 3.1.4 Переподготовка 3.2 Опыт работы 3.2.1 Стаж работы в должности 3.2.2 Стаж 3.3 Личностные качества 3.3.1 Исполнительность 3.3.2 Ответственность

4. Измере-ние

4.1 Окружающая среда 4.2 Качество проведения из-мерений

4.2.1 Быстродействие измере-ний

4.2.3 Качество поверки СИ

4.2.2 Погрешность измерений 4.3 Несоответствия и ошибки 4.3.1 Признание негодным год-

ного изделия 4.3.4 Повторный контроль и испытания

4.3.2 Признание годным негод-ного изделия

4.3.5 Пропуск бракованной продукции в эксплуатацию

4.3.3 Разбраковка оши-бочно забракованного изделия

Предложенная классификация факторов будет в дальнейшем оценена экспертным мето-дом для определения наиболее значимых факторов оказывающих влияние на экономическую эффективность метрологических работ. УДК 673.6.004.67.001.41 А.Н. Бакулина к.т.н., доц., С.О. Филиппенко Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г.Севастополь, Украина

ПРИМЕНЕНИЕ FMEA – МЕТОДОЛОГИИ ДЛЯ ОЦЕНКИ РИСКОВ И ИХ

ПОСЛЕДСТВИЙ ПРИ ПРОВЕДЕНИИ РЕМОНТА АРМАТУРЫ

При оценке качества ремонта арматуры в качестве основного показателя целесообразно рассмотреть и рассчитать вероятность наступления или не наступления рискового события, т.е. наступление брака при ремонте. Цель оценки таких рисковых событий – ранжирование по вероятности наступления и уровню потерь, которые могут возникнуть при их наступле-


28

нии при ремонте арматуры. В качестве потерь могут выступать дефекты, несоответствия, за-держки времени и пр.

Методология FMEA применяется при создании новых конструкций и разработке техно-логических процессов. В зависимости от постановки задач различают два типа объектов ис-следования: конструкция (продукция) и процесс (технология), в зависимости от чего и разли-чают методы: FMEA - конструкция, FMEA – процесс. Целью FMEA-процесса является анализ проектируемого процесса ремонта арматуры, призванной гарантировать выполнение требова-ний по качеству. FMEA-анализ включает два основных этапа: этап построения компонентной, структурной, функциональной и потоковой моделей объекта анализа; этап исследования мо-делей.

По результатам анализа разработан FMEA – формуляр, представленный в таблице.

Таблица FMEA – формуляр процесса ремонта арматуры

Компо-нент

Потенци-альное несоот-ветствие

Потенциальная при-чина

Потенци-альное

последствие Контроль А В Е

RPZ

Арма-тура РО

Выход из строя

Применение не акту-альной методик про-

ведения ТОиР Нарушение нормальных условий эксплуата-ции РО

Дополнительный контроль за актуальностью приме-няемых при ремонте НД

8 8 5 320

Несоответствующая подготовка и квали-фикация персонала

Проведение внеочередного обучения, аттестации пер-

сонала 15 8 2

240

Неисправный ин-струмент, применяе-

мые при ТОиР

Назначение ответственно-го за контроль соблюдения графика ТО инструмента

10 8 6 480

Резуль-таты прове-дения ремон-та, ТО армату-ры

Не досто-верные

данные по результа-там ре-монта и ТО арма-туры

Несоответствующая подготовка и квали-фикация персонала

Отбраковка исправной арматуры, невозмож-ность ис-пользова-ния армату-ры в ТП

Проведение внеочередного обучения, аттестации пер-

сонал 4 2 6 48

Ошибки в оформле-нии результатов

Контроль качества отчет-ной документации

8 2 8 128

Применение неакту-альной методики ТО-

иР арматуры

Дополнительный контроль за актуальностью приме-

няемых НД 1 2 8 16

Параметр (Е) тяжести последствий для потребителя – экспертная оценка, проставляемая

по 10 – балльной шкале. Параметр (А) частоты возникновения дефекта – экспертная оценка, проставляемая по 10 – балльной шкале. Параметр (В) вероятности обнаружения дефекта – яв-ляется 10- балльной экспертной оценкой, соответствующей наличию скрытых дефектов, кото-рые не могут быть выявлены до наступления последствий. Параметр (PRZ) риска потребителя – произведение значений параметров А, В и Е.

Таким образом, проведя анализ разработанного формуляра можно разработать коррек-тирующие мероприятия, которые позволят повысить качество услуг по ремонту арматуры в условиях энергоремонтных подразделений АЭС.


29

УДК 62-192.002.5 В.С. Жмерев к.т.н., доц., Е.Ф. Генсицкая Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г.Севастополь, Украина

ОБ ОДНОМ ПОДХОДЕ К ОЦЕНИВАНИЮ ПОКАЗАТЕЛЕЙ НАДЕЖНОСТИ ОБОРУДОВАНИЯ

Оценка показателей надежности технических систем является актуальной теоретиче-

ской и практической задачей. В основе ее решения лежит следующий подход: по результатам наблюдений формируется выборка { t1, t2, …, tn}, где ti - интервал времени между двумя по-следовательными отказами, а n – количество зафиксированных отказов за время наблюдения Tн = t1 + t2 + …+ tn . По полученной выборке оценивается показатель надежности T0 (среднее время безотказной работы) как среднее значение для выборки { t1, t2, …, tn}. Значение T0 ис-пользуется далее в качестве параметра математической модели.

При этом точность оценивания параметра существенно зависит от объема выборки. Для получения приемлемой точности значение m должно быть не менее 40-50. На практике при-ходится оперировать выборкам объемом m<10.

Рассмотрим задачу оценки параметров модели в следующей постановке: модель систе-мы имеет в качестве выхода случайную величину T, представляющую значения интервала времени между двумя последовательными отказами. Вид закона распределения вероятностей F(t) известен:

,1}{)( 0T

t

etTPtF−

−=<= (1) где T0 – неизвестный параметр закона распределения, имеющий смысл математического ожидания длительности t интервала времени между последовательными отказами системы. Необходимо получить оценку Ts значения параметра T0 по выборке Vt = { t1, t2, …, tm}, где ti - длительность i-го интервала, полученная при наблюдении системы.

Стандартное решение задачи заключается в использовании в качестве значения оценки Ts среднего значения для множества { t1, t2, …, tm}. Точности такой оценки, как показал машинный эксперимент над имитационной моделью системы, для сверхмалых выборок яв-ляется недостаточной. В эксперименте точность оценки характеризовалась относительной погрешностью δ = (Ts – T0)/T0 .

В докладе рассматривается способ повышения точности оценивания параметра T0 для

выборок с m = 2. Возможность повышения основывается на том, что для выборки Vt = {t1, t2} в качестве значения оценки Ts могут рассматриваться три значения: t1, Tcp= (t1 + t2)/2 и t2 ( t1 <

Tcp < t2)/2. Необходимо лишь найти подходящий критерий Q выбора одного (наилучшего) из них. Рассматривается преобразование пространства V0 в в пространство порождающих вы-борок R0. С помощью компьютерного эксперимента были установлены свойства простран-ства R0, позволяющее построить критерий Q

Установить значение критерия непосредственно по выборке Vt = {t1, t2} невозможно, поскольку неизвестно значение T0. Использование при преобразовании вместо T0 значения Tcp преобразует пространство V0 в пространство Rs. Ее точки связаны с точками порожда-ющего пространства, что позволяет связать выборку Vt с точками пространств R0 для полу-чения оценки Ts с использованием критерия Q.

В докладе рассматриваются результаты имитационного моделирования, с помощью ко-торого установлена связь выборок Vt с точками пространства свойства R0 и использования этой связи для уточнения оценки Ts.


30

УДК 622’1 Е.Н. Давиденко Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

ВАРИАНТНЫЙ АНАЛИЗ СТРУКТУР ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ РУДЫ

Построение максимально эффективной системы управления современного производ-ства, невозможно представить без проведенного анализа объекта управления.

Задача анализа технологического процесса состоит в том, чтобы установить его харак-терные особенности; рассмотреть варианты блочно – модульных структуру; выявить наибо-лее медленные фазы; определить перечень входных и выходных факторов, контролируемых управляющих параметров; сравнить варианты организации контроля.

В результате рассмотрения блочно – модульных структур выделены функциональные узлы, которые оснащены устройствами, с помощью которых оператор имеет возможность контролировать параметры процесса и оперативно выявлять неполадки, а в случае отклоне-ния от заданных параметров воздействовать на технологическое оборудование таким обра-зом, чтобы оно находилась в требуемом состоянии. А также установлена фактическая произ-водительность этих узлов [1].

С точки зрения контроля для выбора наиболее эффективной структуры технологиче-ского процесса, проведем стоимостный анализ – C. Зная стоимость каждого контролирую-щего устройства, сравним варианты организации контроля.

Для поддержания требуемых режимов измельчения и классификации в условиях изме-няющегося качества измельчаемого сырья предлагаем структурные изменения, повышающие производительность путем стабилизации загрузки барабана мельниц рудой с воздействием на частоту вращения привода.

В результате проведенного анализа выполнены предложения по совершенствованию технологического процесса современного производства путем введения структурных изме-нений для увеличения потока через функциональные узлы, которые являются “узким ме-стом”, тормозящим работу других элементов, а значит и для увеличения фактической произ-водительности всего технологического процесса.

Предложена сравнительная характеристика организации контроля технологического процесса измельчения и выбрана наиболее эффективная структура технологического процес-са по критериям стоимостности и производительности, которая может служить основой для решения задачи оперативной диспетчеризации управления. Литература 1. Анализ производственного и технологического состояния ГМЗ: Отчет о НИР (промежу-точ.)/ ГП "ВостГОК" Гидрометаллургический завод. Техническое переоснащение – № ГР 0103U005895; Арх № А-321НИЛ. – К., 2004. – 117 с.


31

УДК 621.762:573.6 В.В. Довгаленко, И.И. Марончук к.т.н., Д.Д. Саникович Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

ПОЛУЧЕНИЕ ВЫСОКОЧИСТОГО КОБАЛЬТА ИЗ ПЫЛЕВЫХ ОТХОДОВ

ВОЛЬФРАМОКОБАЛЬТОВОЙ ГРУППЫ ВК С бурным развитием науки и техники применение кобальта в различных отраслях укра-

инской промышленности ежегодно увеличивается. Актуальным становится увеличение про-изводства высокочистого кобальта марки 5N, который широко используется в электронике, машиностроении и в развивающихся нанотехнологиях. Наша страна не обладает сырьевой базой необходимой для выполнения вышеуказанных задач, поэтому отходы вольфрамоко-бальтовых сплавов группы ВК, состоящие из карбида вольфрама с добавками от 3 до 30% вес. цементирующего порошка кобальта являются ценным вторичным сырьем, для частично-го покрытия дефицита металла. Больше половины вольфрама и кобальта, используемых для производства твердосплавного инструмента, идет в пылевидные отходы, которые образовы-ваются при затачивании инструмента на абразивных кругах, доводочных станках, алмазном и электроалмазном инструментах.

Пылевидные отходы представляют собой тонкодисперсный материал, включающий в себя никель, железо, медь, кобальт, карбиды вольфрама, кремния, титана, другие остаточные примеси, с крупностью частичек до 150 мкм. Выделить из него самую мелкую фракцию, обогащенную вольфрамом и кобальтом, очень тяжело: обогащение путем рассевания дорого и малопродуктивно, а гравитационное разделение непригодно из-за того, что вес частичек твердого сплава и частичек других составляющих мало отличаются по массе.

Целью проводимой работы являлась разработка технологической схемы получения вы-сокочистого кобальта из пылевых отходов вольфрамокобальтовых сплавов группы ВК, ис-следование элементного состава полученного материала.

Процесс получения высокочистого кобальта можно условно разделить на пять этапов. Первый, включает в себя подготовку исходного материала, заключающуюся в усреднении состава партии, промывке и травлении в смеси кислот, повторной промывке, сушке. Второй этап заключается в переводе в раствор, из пылевидных отходов, кобальта и элементов, рас-творимых в разбавленной азотной кислоте, при определенных технологических параметрах, оставшийся материал (осадок) поступает на дальнейшую доочистку с целью получения кар-бида вольфрама. Третий этап состоит из очистки полученного раствора от железа, титана и других примесей, осаждаемых аммиаком. Следующий этап представляет собой операцию очистки от никеля, меди и примесей, растворимых в аммиаке с получением в результате гид-роокиси кобальта. Четвертый этап осуществляет изготовление кобальтовой губки и состоит из промежуточных этапов: сушки гидроокиси кобальта с переходом основной массы матери-ала в Со3О4, дальнейшей прокалкой его в среде кислорода, «первичным» восстановлением оксида кобальта до кобальтовой губки в токе водорода, прессованием кобальтовой губки в брикеты и «вторичным» довосстановлением брикетов в токе водорода. На заключительном этапе осуществляется очистка полученных брикетов кобальтовой губки от легколетучих примесей путем вакуумной дегазации с переплавкой и высаживанием примесей на «холод-ный палец» в электровакуумной установке. В результате вышеописанных операций получе-ны слитки кобальта весом до 1,3 кг.

Элементный качественный и количественный контроль осуществляли поэтапно, рент-гено-флуоресцентными методами анализа. Анализ элементного состава полученных слитков кобальта проводили методом искровой масс-спектрометрии на масс-спектрометре с двойной фокусировкой JMC-01-ВМ2 производства фирмы JEOL, результат которого доказал возмож-ность изготовления по предложенной нами технологической схеме слитков кобальта с чи-стотой не хуже 99,999 % вес. по составу основного материала (кобальта).


32

УДК 621.039.515 С.А. Качур к.т.н Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

ГРАФОАНАЛИТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ПРОЦЕССА КРИЗИСНОГО СОСТОЯНИЯ ЗАПАРИВАНИЯ КАНАЛА АКТИВНОЙ ЗОНЫ РЕАКТОРА ВВЭР

Механизмы кризиса теплоотдачи в каналах в значительной мере определяются режима-

ми течения двухфазной смеси, недогревом жидкости до температуры насыщения и плотно-стью теплового потока. Интерпретация опытных данных и форма описания их эмпирически-ми уравнениями вызывают определенные трудности.

Для диагностики и прогнозирования состояния процесса теплообмена в активной зоне ядерного реактора рассматриваются следующих параметров: а) температуры теплоносителя на выходе канала Т; б) давления в первом контуре Р; в) температуры горючего ТГ в верхней части рассматриваемого канала; г) удельную плотность теплового потока q; д) акустические спектральные характеристики и температурные характеристики до начала кипения.

В качестве основы графоаналитической модели процесса теплообмена в канале актив-ной зоны выбрана Т–s диаграмма. Результат построения графоаналитической модели – полу-чение рабочей прямой (рис., прямая АD) на Т–s диаграмме с целью прогнозированием объ-емного паросодержания α в процессе поверхностного кипения.

а) б)

Рис. Кризис теплообмена: а) построение критической точки; б) функции плотности распределения энтропии для двух классов ситуаций.

Для нахождения на рабочей прямой критической точки, определяющей критическую

удельную плотность теплового потока qкр, выделено два класса состояний активной зоны ре-актора: 1) кризис теплообмена отсутствует (рис.1,б, кривая 1); 2) наличие кризиса теплооб-мена (рис.1,б, кривая 2). Точка sкр пересечения функций плотности распределения соответ-ствует энтропии системы в состоянии, для которого вероятности кризиса теплообмена и его отсутствие равны, т.е. определяет qкр.

Т ТК К Т’К K’ ТКК D

Т”К ТКР C ТНК А sK

sHK sKР s’K sKK

f(s)

sHK sKР s’K


33

УДК 621.762.243.82:573.6 Г.А. Баранов, М.В. Гавриш, В.И. Крюковская, И.И. Марончук к.т.н., Д.Д. Саникович, С.Б. Смирнов к.т.н., проф. Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

ПОЛУЧЕНИЕ НАНОПОРОШКОВ ТИТАНА ИЗ ТИТАНОВОЙ ГУБКИ И

ОТХОДОВ ТИТАНОВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ С ПРИМЕНЕНИЕМ МЕТОДА БАКТЕРИАЛЬНОГО ВЫЩЕЛАЧИВАНИЯ

С развитием новых технологий, применение титана в мире за последнее десятилетие

значительно расширилось. Более 50-60 % всего производимого титана используется для нужд авиакосмической промышленности, в остальном, этот металл находит широкое приме-нение в диапазоне от военной промышленности до гражданского строительства и товаров народного потребления, поэтому, в настоящее время, титан является одним из самых востре-бованных металлов в мире.

Украина является страной, богатой на титансодержащие минералы, на ее территории сосредоточено 20% мировых запасов и добычи ильменита, разрабатывается более 40 титано-вых месторождений. Добыча и обогащение титанового сырья в нашей стране осуществляется на шести предприятиях.

Основное производство титана в Украине ориентировано на получение ильменитового концентрата и титановой губки, из которой в дальнейшем изготавливают металлический ти-тан, а из него различные титановые сплавы, порошки, лигатуры, пигментную двуокись. В основе технологии производства титана губчатого лежит процесс магнийтермического вос-становления с вакуумной дистилляцией. Способ сложен и дорог, но, несмотря на огромные многомиллионные инвестиции в разработки, альтернативы ему пока не существует. На сего-дняшний день научные исследования и разработки в области получения дешевого титана яв-ляются актуальными, при этом немалое внимание уделяется вторичным источникам получе-ния титана из отходов горнодобывающей, титановой и металлургической промышленности.

Целью нашей работы являлось доработка дешевого способа получения мелкодисперс-ных порошков титана из титановой губки и отходов титановой промышленности путем бак-териального выщелачивания, исследование их элементного состава.

Для решения проблемы переработки титансодержащих отходов мы использовали тех-нологию бактериального выщелачивания, которая заключатся в избирательном извлечении химических элементов из многокомпонентых соединений посредством их растворения мик-роорганизмами в водной среде. Для каждого определенного материала бактериальное выще-лачивание играет свою специфическую роль. На сегодняшний день не известны микроорга-низмы, способные выщелачивать титан, поэтому по отношению к титансодержащим отходам применяем бактериальное выщелачивание сопутствующих титану металлов, обогащая ис-ходный материал титаном и соответственно, снижая цену на обогащение по сравнению с классическими методами.

Процесс получения микро- и наноразмерных порошков титана осуществляли в дезинте-граторе, выполняющем функцию химического реактора. Сырье для обработки и дисперги-рующую жидкость брали в соотношении 1:1. Диспергирующая жидкость представляла собой водный раствор трехвалентного сернокислого железа, содержащего в себе автотрофные тио-новые бактерии Thiobacillus ferroxidans.

Основными достоинствами этого способа являются: простота аппаратурного оформле-ния, возможность относительно быстрого размножения бактерий, регенерация раствора бак-териями, увеличение скорости выщелачивания по сравнению с химическим выщелачивани-ем, дешевизна реагентов.


34

Исследования проводили в лаборатории «Биотехнологий и экологического мониторин-га» СНУЯЭиП, для эксперимента была взята титановая губка со средним составом: Ti-95,84 %, Cr-0,6 %, Fe-3,42 %, Ni-0,1%, Mo-0,04 %.

В процессе биохимической реакции и механического перемешивания получили нано-размерный порошок титана с элементным составом: Ti-98,14 %, Cr-0,3 %, Fe-1,5 %, Ni-0,06 %. Элементный состав исследовали рентгено-флуоресцентным методом анализа на установке Elvax light. Исследование гранулометрического состава полученного материала осуществлялось рентгено-спектральным методам на установке ДРОН-3М, гранулометриче-ский состав зерен составлял 100-300 нм.

В результате исследований нами предложен способ получения мелкодисперсных по-рошков титана из титановой губки и отходов титановой промышленности путем бактериаль-ного выщелачивания.

УДК 621.762:573.6 Г.А. Баранов, М.В. Гавриш, И.И. Марончук к.т.н., Д.Д. Саникович, С.Б. Смирнов к.т.н., проф. Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

ПОЛУЧЕНИЕ НАНОПОРОШКОВ КАРБИДА ВОЛЬФРАМА ИЗ ОТХОДОВ ВОЛЬФРАМКОБАЛЬТОВОЙ ГРУППЫ ИССЛЕДОВАНИЕ ИХ ЭЛЕМЕНТНОГО,

ФАЗОВОГО И ГРАНУЛОМЕТРИЧЕСКОГО СОСТАВОВ

Украина не обладает значительными природными ресурсами, позволяющими наращи-вать получение вольфрама, необходимого для использования в изготовлении инструментов, широко применяемых в машиностроении и металлургии, поэтому важным вопросом частич-ного покрытия дефицита является переработка отходов вольфрамокобальтовых сплавов. Наиболее часто применяемые способы переработки таких отходов характеризуются высокой энергозатратной частью, экологическими проблемами, многостадийностью и сложностью в исполнении.

Дальнейшее повышение характеристик твердых сплавов на основе карбида вольфрама полученных традиционными методами уже исчерпано, поэтому одним из актуальных направлений остается уменьшение размера зерен в сплаве до нанометрового, что позволяет существенно улучшить характеристики твердых сплавов.

Целями проводимой работы являлись получения наноразмерных порошков карбида вольфрама при переработке отходов вольфрамокобальтовых сплавов путем бактериального выщелачивания, исследование их элементного, фазового и гранулометрического состава.

Процесс получения наноразмерных порошков карбида вольфрама осуществляли биохи-мическим путем из отходов вольфрамокобальтовых сплавов группы ВК. Сырье для обработ-ки и диспергирующую жидкость загружали в дезинтегратор, выполняющий функции хими-ческого реактора. Диспергирующая жидкость представляла собой водный раствор трехва-лентного сернокислого железа, выполняющий функции растворителя и окислителя и являю-щийся средой обитания автотрофных тионовых бактерий Thiobacillus ferroxidans, способных аккумулировать катионы различных металлов, извлекая их из растворов.

Исследование гранулометрического состава полученного порошка карбида вольфрама осуществляли двумя методами: путем изучения морфологии поверхности спрессованных об-разцов на мультимикроскопе СММ-2000 в туннельном режиме и исследованием порошков на растровом электронном микроскопе JEOL JSM- 6360LA. Обработка результатов показала хорошую корреляцию по методам, размер зерен карбида вольфрама составил 100-300 нм.

Качественный фазовый анализ выполнили методом рентгеноструктурного анализа на рентгеновском дифрактометре ДРОН-2. Образцы исследовались как в порошковом виде, так


35

и в виде прессованных таблеток. Установлено, что основной фазой во всех образцах является фаза гексагонального карбида вольфрама. Оценка микродисперсности показала, что размер областей когерентного рассеяния составляет порядка 10…30 нм, из чего можно сделать вы-воды, что в результатах полученных методами туннельной микроскопии и электронной мик-рофотографии мы имели дело с конгломератами, состоящими из более мелких нанозерен.

Анализ качественного и количественного элементного анализа полученных нанопорош-ков карбида вольфрама проводили рентгено-флуоресцентным методом на установке Спрут-В в ХПИ. Анализ показал, что был получен нанопорошок карбида вольфрама чистотой порядка 99 % вес., оставшийся процент состоял из остаточных примесей железа, кобальта, кремния и кислорода.

В результате проведенной работы был разработан способ получения нанопорошков карбида вольфрама, путем бактериального выщелачивания из отходов сплавов группы ВК, исследованы его элементный, фазовый и гранулометрический составы.

УДК.539.173.84 П.А. Пономаренко1, Е.П. Таборовская2, В.А. Тяпкина1, М.А. Фролова1 1-Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина 2- ООО Украинская кредитная компания, г. Киев, Украина

О ЯДЕРНОМ ГИДРИРОВАНИИ ОБОЛОЧЕК ТВЭЛ ИЗ ЦИРКОНИЯ И ЕГО

СПЛАВОВ В РЕАКТОРЕ ТИПА ВВЭР-1000

В современной стратегии развития атомной энергетики вопросы обеспечения надежно-сти и безопасности как при эксплуатации имеющихся, так и при проектировании новых ЯЭУ являются актуальными.

В обеспечении безопасности реакторов с водой под давлением, как при нормальной экс-плуатации, так и при аварийных ситуациях важная роль отводится оболочке ТВЭла, которая является одним из главных защитных барьеров, препятствующих попаданию в контур топли-ва и продуктов деления.

Активная зона реактора типа ВВЭР состоит из набора шестигранных кассет (тепловыде-ляющих сборок ТВС), выполненных из сплава циркония (Zn+1%NВ). Известно, что под дей-ствием нейтронного излучения в цирконии и в его сплавах увеличиваются пределы прочности и текучести, но уменьшается предел пластичности. Снижение предела пластичности в силу распухания топливной композиции приводит к растрескиванию оболочек ТВЭлов [1,2]. Про-веденные исследования показали, что причиной растрескивания оболочек ТВЭл ВВЭР на теп-ловых нейтронах, изготовленных из циркония и его сплавов, было замедленное гидридное растрескивание этих оболочек, зависящее от содержания водорода в кристаллической решет-ке металла оболочек и концентрации напряжений в изделии, что снижает долговечность рабо-ты оболочек ТВЭлов по их основному назначению.

Известен способ внедрения атомов водорода в кристаллическую решетку металлов и их сплавов заключающийся в том, что это внедрение водорода происходит за счет его химиче-ского выделения и поглощения в процессах коррозии, а так же за счет термодиффузии сво-бодных атомов водорода на границе кристалл-вода [3].Однако указанный способ, особенно термодиффузионный, происходит при температуре циркония выше 7000С. Таких температур в активной зоне реакторов типа ВВЭР нет, однако в процессе эксплуатации ТВЭлов в ядер-ной энергетической установке их оболочки наводороживаются, причиной этого является ядерный источник гидрирования.


36

Таким образом, объективной причиной гидрирования оболочек ТВЭЛ из циркония и его сплавов является комплекс нейтронно-ядерных реакций в поле нейтронов деления в актив-ной зоне водоводяного ядерного реактора на тепловых нейтронах с диоксидом урана в каче-стве ядерного топлива. Литература 1. Чиркин В.С. Теплофизические свойства материалов ядерной техники. Справочник/ В.С. Чир-кин. – М.: Атомиздат, 1968. – 484 с. 2. Влияние облучения на материалы и элементы электронных схем. Перевод с английского. Под ред. В.Н. Быкова и С.П. Соловьева. – М.: Атомиздат, 1967. – 427 с. 3. Некрасова Г.А. Цирконий в атомной промышленности, Выпуск 14. Опыт эксплуатации ка-бельных труб в реакторах CANDU: Обзор. – М.: ЦНИИатоминформ, 1985. – 36 с. УДК 621.039.56 С.А. Качур к.т.н., Н.В. Шахова Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севаст-поль, Украина

ДИАГНОСТИКА СОСТОЯНИЯ ТУРБОГЕНЕРАТОРА НА ОСНОВЕ МЕТОДА

АКУСТИЧЕСКОГО АНАЛИЗА НАИБОЛЕЕ «ГОРЯЧИХ» ТОЧЕК

Основными техническими характеристиками оборудования системы АСКР являются погрешность измерения и время обработки информации.

Несмотря на то, что в настоящее время одним из наиболее эффективных способов об-наружения аномальных отклонений физических процессов, протекающих в технологическом оборудовании, является контроль и анализ шумов, при эксплуатации турбогенератора преду-сматривается лишь периодическое его прослушивание на определенном расстоянии (1,0 м) от наружного контура и сравнение среднего уровня шума с допустимым.

Поэтому решение задачи усовершенствования автоматизированных системы контроля и регулирования технологическими процессами турбогенератора на основе «шумового» анали-за является актуальным.

Целью работы является повышение эффективности автоматизированных системы кон-троля и регулирования технологическими процессами турбогенератора на основе акустиче-ского анализа повреждений статора [1].

Для достижения поставленной цели необходимо разработать информационно-измерительную систему, в которой информация о состоянии обмоток статора турбогенера-тора поступает от детекторов шума, расположенных на поверхности турбогенератора. Веро-ятностной моделью повреждений статора является множество распределений засоренных частей выборок амплитуд флуктуационных сигналов, измеряемых расположенными на по-верхности турбогенератора детекторами шума.

На основе разработанной вероятностной модели и метода идентификации повреждений турбогенератора будет построена автоматизированная система контроля и регулирования технологическими процессами турбогенератора на основе СП, позволяющая выявить ло-кальные изменения состояния обмоток статора турбогенератора. Применение предложенной информационно-измерительной системы позволит осуществлять диагностирование состоя-ния ТГ на начальной стадии возникновения повреждения и повысить быстродействие про-цесса измерения в 10 раз. Литература 1. Качур С.А. Метод акустического анализа повреждений обмоток статора урбогенератора/ С.А. Ка-чур, Н.В. Шахова // Зб.наук.пр.СНУЯЕтаП —Вып.1(37). —Севастополь: СНУЯЭиП, 2011. —С.21 -25.


37

УДК 621.315.5.004.58 Т.Ф. Кулюткина1 к.т.н., доц., Е.В. Мирошниченко2, О.В. Матузаева2 к.т.н. 1 – Кременчугский университет экономики, информационных технологий и управления, г. Кременчуг, Украина 2 – Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

АНАЛИЗ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ И ДИАГНОСТИКИ

НАНОГЕТЕРОЭПИТАКСИАЛЬНЫХ СТРУКТУР В ПРОЦЕССЕ ИХ ФОРМИРОВАНИЯ

Интерес к наногетероэпитаксиальным структурам (НГЭС) обусловлен появлением но-вых свойств и качеств, которые не удается реализовать в объемных слоях полупроводнико-вых материалов и структурах на их основе. Особую сложность для контроля и диагностики представляет НГЭС с квантовыми точками (КТ) в связи с наличием в таких структурах нано-объектов различной формы.

Среди основных характеристик, подлежащих контролю в нанотехнологииНГЭС КТ, следует отметить:

• размерные и геометрические характеристики, определяющие размер и форму кван-товых точек, их распределение по поверхности, плотность на 1 см2 площади структуры, а также размерные параметры спейсерных слоев;

• механические характеристики на гетерограницах КТ и матричных материалов; • энергетический спектр носителей заряда и электрофизические характеристики КТ и

спейсерных слоев; • параметры транспорта носителей заряда в многослойных НГЭС КТ. С позиции контроля и диагностики условно можно разделить НГЭС КТ следующим

образом: • НГЭС, содержащий массив КТ, незарощенныйспейсерным слоем; • НГЭС содержащий массив КТ, зарощенныйспейсерным слоем; • многослойные НГЭС КТ, содержащие много массивов КТ, зарощенных спейсерны-

ми слоями; • приборы на основемногослойныхНГЭС КТ. Контроль качества и диагностика параметров НГЭС с незарощенными массивами КТ,

позволяют характеризовать размер, форму, распределение и плотность квантовых точек в массиве КТ методами зондовой микроскопии. Однако эти методы не применимы для кон-троля и диагностики параметров структур с зарощенными массивами КТ.

Контроль качества и диагностика механических характеристик на гетерограницах КТ и матричных материалов, а также энергетический спектр носителей заряда в КТ и спейсерных слоях, осуществляется в НГЭС смассивами КТ, зарощеннымиспейсерными слоями с исполь-зованием оптических методов и методов фотолюминесценции.

Электрофизические характеристики,а также параметры транспорта носителей заряда в многослойных НГЭС КТ контролируются в основном по спектрам фотолюминесценции. Основной контроль качества НГЭС КТ контролируется по параметрам приборов, изготов-ленных на их основе.

Применение последовательного контроля параметров процесса формирования НГЭСс незарощенными массивами КТ, затем с зарощенными массивами КТ и с многослойных НГЭС КТ позволяет осуществлять постадийный контроль процесса формирования много-слойных НГЭС КТ с заданными характеристиками.


38

УДК. 539.42 А.М. Акимов д.т.н., проф., В.Н. Григорьева к.т.н., доц., А.С. Черкашин Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

АНАЛИЗ ЭФФЕКТИВНОСТИ ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ УРАНОВОЙ РУДЫ МЕТОДОМ «ПАРОВОЙ» КАВИТАЦИИ ОТ ТВЕРДОСТИ СЫРЬЯ

При добыче урана традиционным способом (шахты и карьеры) и его переработке обра-

зуются отвалы пустой породы и урановые хвосты. В этой связи вопросы переработки урано-вых руд, представляют наибольшую актуальность.

Одним из основных методов выделения урана является карбонатное выщелачивание, основной недостаток которого заключается в необходимости более тонкого измельчения сы-рья (данное условие связано с тем, что оболочка пустой породы не вскрывается и существует необходимость обеспечить обнажения зерна уранового минерала) и длительности процесса выщелачивания с применением дорогостоящих окислителе.

Целью научной работы является определение зависимости коэффициента измельчения от твердости исходного сырья.

Для достижения поставленной задачи необходимо: определить исходную твердость и плотность составляющих компонентов ураносодержащей, провести анализ основных факто-ров влияющих на процесс измельчения и определить коэффициент измельчения.

В процессе эксперимента определен коэффициент измельчения материала с различны-ми физическими свойствами. Построен график зависимости коэффициента измельчения от твердости измельчаемого сырья. Проведен анализ основных факторов влияющих на процесс.

Данные изыскания могут использоваться для совершенствования технологии кучного выщелачивания урана. Для увеличения процента извлекаемого урана из руды следует про-анализировать и рассмотреть подробнее полученную зависимость коэффициента измельче-ния от твердости сырья.

УДК 673.6.004.67.001.41 М.Н. Стригунова к.т.н., доцент, С.О. Филиппенко Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г.Севастополь, Украина

РАЗРАБОТКА ПРОЦЕДУРЫ ОЦЕНИВАНИЯ КАЧЕСТВА ПРОЦЕССА

РЕМОНТА ОБОРУДОВАНИЯ И АРМАТУРЫ АЭС

Атомная энергетика получила широкое признание и можно рассчитывать, что ее роль в энергетических программах еще больше возрастет, при условии, что ее безопасное использо-вание будет обеспечено на деле и в представлении людей.

В ГП НАЭК «Энергоатом» обеспечение качества осуществляется по всем видам деятельно-сти для АЭС как часть всеобъемлющей системы управления качеством. Данная всеобъемлющая система устанавливает процессы, необходимые для системы управления качеством, определяет последовательность процессов и их взаимодействие, обеспечивает наличие ресурсов и инфор-мации, необходимые для поддержания функционирования процессов. Осуществляемый мони-торинг, анализ деятельности и другие необходимые меры, подтвержденные испытаниями и опы-том, отраженные в утвержденных стандартах и нормах и другой соответствующей документа-ции гарантируют с высокой достоверностью соответствие всей продукции, услуг и выполняе-


39

мых работ установленным требованиям для достижения запланированных результатов и посто-янного улучшения процессов. Высокое качество оборудования, технологических процессов и процедур, а также человеческого фактора, т.е. профессионального уровня персонала, являются ключевыми составляющими гарантий безопасности АЭС.

Существенным элементом в деятельности по обеспечению качества является оценка качества процесса ремонта оборудования и арматуры АЭС. Актуальность исследования состоит в том, что на сегодняшний день требования к процессам ремонта оборудования и арматуры определены и регламентированы межгосударственными, государственными, отраслевыми и стандартами пред-приятия. Однако в данных документах не определена процедура оценивания качества процесса ремонта оборудования и арматуры. В основу процедуры оценивания качества ремонта арматуры вошла оценка комплексных показателей качества процесса проведения ремонта арматуры.

Оценка уровня качества проведения ремонта арматуры проводилась при использовании экспертного метода. Для оценки уровня качества процесса проведения ремонта арматуры экс-пертным методом были привлечены эксперты, согласно технологии проведения экспертного опроса. При проведении экспертного опроса эксперты проводят ранжирование показателей ка-чества ремонта арматуры в порядке возрастания их важности. Полученные при экспертном опросе результаты ранжирования показателей качества процесса ремонта арматуры представ-ляются в таблицу.

Таблица Форма результатов ранговых оценок показателей качества процесса ремонта

арматуры Показате-

ли качества Qi Шифры экспертов

1 2 3 4 5 Q1 ….

=

n

iiQ

1

Для оценки согласованности мнений экспертов подсчитывается коэффициент конкордации

(согласованности) Кендэла, который принимает значение в интервале 0≤W≤1. Коэффициент конкордации Кендэла рассчитывается по формуле:

)(

1232 mmn

SW

−

⋅= , (1)

где S – сумма квадратов отклонений рангов или баллов каждого объекта от среднего ариф-метического значения; n – количество экспертов; m – количество оцениваемых объектов.

Коэффициент весомости для каждого показателя определяется по формуле:

gi=

==

=mn

jiji

n

iji

Q

Q

,

1,1,

1,

(2)

Проведение экспертного опроса потребителей процесса ремонта арматуры позволит определить ранги каждого показателей качества.

Комплексный показатель качества процесса ремонта арматуры находим по формуле:

. . .1

n

c р в i ii

К Q g Q=

= = . (3)


40

Поскольку процесс ремонта арматуры можно отнести к процессам, влияющим на без-опасность работы АЭС, то целесообразно установить нормированные значения по показате-лям качества ремонта арматуры.

УДК 681.58, УДК 620.91 И.М. Хоменко, А.М. Хоменко Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г.Севастополь, Украина

МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОПТИМАЛЬНОЙ КОНФИГУРАЦИЙ И РЕЖИМОВ РАБОТЫ ГЕЛИОПРИЕМНЫХ ПАНЕЛЕЙ, ВРАЩАЮЩИХСЯ

ОТНОСИТЕЛЬНО ОДНОЙ КООРДИНАТНОЙ ОСИ Следящие гелиоприемные устройства (трекеры) разворачивают солнечную панель та-

ким образом, чтобы нормаль приемной поверхности была коллинеарной вектору солнечного луча на протяжении всего светового дня. Для реализации этой задачи приходится вращать панель относительно двух координатных осей. Вращение обеспечивается механическими устройствами управляемыми фотоэлектронными модулями.

В данной работе предлагается методика для определения оптимальной конфигурации и режима работы одноосевых панелей, при которой достигается максимальное получение сол-нечной энергии в течение светового года.

Представляет практический интерес использовать данную методику для нахождения дискретно-линейной функции вращения одноосевого трекера, чей характер не изменяется в течение всего года, и как следствие, не требует фотоэлектронных модулей для управления механическим приводом.

УДК 66.06: 543 Н.И. Черкашина, к.т.н. Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СХЕМЫ ПОЛУЧЕНИЯ ЛИГНИНОВОГО СОРБЕНТА

Для повышения эффективности и селективности извлечения радионуклидов использу-

ются различные сорбционные материалы, способные избирательно сорбировать радионукли-ды из водных сред сложного состава, таких как технологические среды АЭС, образующиеся в процессе эксплуатации оборудования, загрязненного радионуклидами, в которых наряду с радиоактивностью присутствуют, как правило, органические примеси (поверхностно актив-ные вещества (ПАВ), комплексообразователи). Материалы на основе лигнина перспективны для создания технических сорбентов для очистки ЖРО сложного состава. Они легко вписы-ваются в существующие технологические схемы переработки ЖРО атомных станций, могут быть пригодны для очистки кубовых остатков с высокими содержаниями солей и удаления тяжелых металлов из природных вод.

Целью работы является – разработка технологии получения сорбента на основе лигнина для очистки ЖРО.


41

Процесс производства сорбента «Фолиокс-КМП» состоит из следующих стадий: 1) предва-рительное измельчение лигниносодержащего материала; 2) совместное измельчение в шаро-вой мельнице материала с модифицирующими добавками в течении фиксированного време-ни; 3) промывка сорбционного материала с последующей сушкой и классифи-кацией.

На основе произведенного материального баланса предложена технологическая и аппа-ратурная схема производства нового сорбента «Фолиокс-КМП» с использованием сравни-тельно недорогого оборудования отечественного производства.

Так как основным процессом в производстве сорбента является измельчение, выбор способа и технологической схемы измельчения, типоразмеров, материалов рабочих органов и режима работы измельчителей зависит от свойств сырья (прочности, гранулометрического состава, термо- и химической стойкости и т.д.). Руководствуясь полученными данными вы-брано оборудование.

В результате разработана технологическая и аппаратурная схема получения сорбента, рассчитан материальный баланс, на основании которого выбрано оптимальное оборудование для аппаратурной схемы.

УДК 66.06: 543 В.А. Герлига д.т.н., С.Т. Мирошниченко к.т.н., В.А. Коваль к.т.н., О.З. Емец к.т.н., А.Я. Остапенко, С.А. Чупрынин СНУЯЭиП, г. Севастополь, Украина

АНАЛИЗ ВИБРОСОСТОЯНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ РЕЦИРКУЛЯЦИИ СПРИНКЛЕРНОЙ СИСТЕМЫ ЭНЕРГОБЛОКА АЭС

Проблема вибрационно-эрозионного повреждения трубопроводов спринклерной систе-

мы энергоблоков АЭС обусловлена наличием разрушающего динамического воздействия дросселирующего потока на внутренние элементы арматуры системы.

Срабатывание больших перепадов давлений в регулирующих органах и, особенно, в дросселирующих устройствах (ДУ) сопровождается нестационарными процессами, связан-ными с пульсациями статического и полного давлений. Эти процессы не изучены с необхо-димой полнотой и могут создавать опасные возмущающие силы, возбуждающие резонанс-ные колебания трубопроводов. Возмущения могут возникать в областях локальных отрывов потока ДУ, вследствие нестационарности струи за ДУ и по причине «пробкового» характера течения за ДУ.

Кроме того, течение вязкой сжимаемой жидкости сопровождается необратимыми тер-модинамическими процессами, а значит, происходит с повышением энтропии и снижением технической работоспособности (эксергии) потоков. Это связано с диссипацией части меха-нической энергии потоков – потерей её за счёт превращения в тепловую энергию при воз-действии следующих факторов: трения по длине трубопроводов; интенсивного перемешива-ния жидкости по мере генерации крупномасштабной турбулентности в зонах отрыва потоков от ограничивающих стенок; теплообмена между объемами жидкости в потоках.

Для решения проблем, которые возникают в условиях повышенной вибрации трубо-проводов рециркуляции, рассмотренные различные варианты модернизации существующей линии рециркуляции за счёт:

• совершенствования конструкции дроссельных устройств; • оптимизации их размещения на трубопроводах; • совершенствования опорно-подвесной системы и разводки трубопроводов.


42

Это позволит снизить уровень вибрации до нормы и увеличить безопасность эксплуа-тации системы планового расхолаживания и спринклерной системы. С этой же целью необ-ходимо за местом установки ДУ выделить успокоительный участок трубопровода не менее 2м длины для выравнивания потока жидкости.

УДК 62-525 О.П. Губарев д.т.н., О.В. Левченко к.т.н., І.Ю. Музика студ. НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

ПРЕДСТАВЛЕННЯ ГІДРАВЛІЧНИХ І ПНЕВМАТИЧНИХ ПРИВОДІВ В КЕРУЮЧИХ ПРОГРАМАХ ДЛЯ PLC МОВОЮ LD

Застосування вільнопрограмованих контролерів отримує все більшого розповсюдження

при створенні промислових систем. При написанні програми для контролера, розробнику необхідно проводити опис не лише різноманітних за функціями модулів, які входять до складу автоматичної системи, а й інших елементів програмування, таких як прапори, тайме-ри (забезпечення технологічної витримки часу), лічильники (для підрахунку певних фактів або сигналів). Однією з найбільш часто використовуваних графічних мов програмування є мова LD (Ladder Diagram). Кількість функцій і блоків, які застосовуються в програмах, пом-ножене на кількість керованих пристроїв значно ускладнює задачу розробника. Тож, задача спрощення структури програми та її уніфікація є актуальною з огляду на збільшення кілько-сті виконавчих пристроїв.

Метою досліджень є розробка рекомендацій для побудови алгоритмів керуючих про-грам для вільнопрограмованих контролерів, а також розробка уніфікованого представлення різних елементів та пристроїв автоматичної системи при роботі з алгоритмічною мовою дра-бинчастих діаграм LD програмування контролерів.

При розробці автоматичних систем оперують такими поняттями як системний або фун-кціональний модуль. Він представляє собою пристрій або групу пристроїв, які використову-ються для виконання технологічної операції. Як правило, системний модуль складається з наступних елементів: виконуючого пристрою, керуючого пристрою, пристроїв контролю стану виконавчого пристрою та блоку реалізації логічної взаємодії модулів в залежності від сигналів стану системи (напр. електричні реле, струминні гідравлічні та пневматичні логічні елементи, контролери).

Найбільш розповсюджений при створенні автоматичних систем гідропневмоавтоматики функціональний модуль складається з гідро- або пневмоциліндра двосторонньої дії, розподі-льника двопозиційного чотирьохлінійного та датчиків початкового та кінцевого положення штоку циліндра. Даний модуль має вигляд представлений на рис. 1.

При створенні автоматичної системи пропонується послідовність операцій технологіч-ного циклу розбивати на такти. В одному такті може виконуватись як одна, так і більше тех-нологічних операцій, в залежності від складності створюваної системи. Функціональний мо-дуль пропонується показувати блоком як на рис.2.

За замовчуванням номер модуля може встановлюватись по порядку виконання техно-логічної операції чи дії. Для представлення всіх пристроїв, які входять до складу автоматич-ної системи, а також допоміжних засобів, які використовуються при написанні програми безпосередньо в середовищі програмування, таких як прапори, таймери, лічильники, пропо-нується використовувати блок який має два входи та два виходи, для елементів, які мають два стійких положення, тобто бістабільних, і один вхід та два виходи для елементів, які ма-ють одне стійке положення, тобто моностабільних. Для одного функціонального модуля мо-же бути використано стандартний шаблон керуючої програми, в який надалі лише додаються


43

Рис.2 Схематичне представлення програмованих елементів: Yn – керуючий сигнал на виконання прямої операції, Yn - керуючий сигнал на виконання зворотної операції, Xn - сиг-нал контролю виконання прямої команди, Xn - сигнал контролю виконання зворотної коман-

ди, n - номер модуля

Yn

Yn

Xn

Xn

Модуль № n

команди, які реалізують логіку роботи модуля. Приклад програми для модуля представлено-го на рис. 1 приведено на рис. 3.

< Вираз прямої команди >

< Реалізація наступної дії >

Рис. 3. Блок програми для виконання основної дії бістабільного елемента

Рис.1 Функціональний модуль: 1 – гідравлічний (пневматичний) циліндр двохсторонньої дії одноштоковий; 2 – гідравлічний (пневматичний) розподільник з бістабільним електричним керуванням; 3 – контактні (безконтактні) датчики положення робочого органу циліндра.

1

2

3Подача кіпи

№10

Yn Yn

Xn Xn


44

Приводи та виконавчі пристрої дискретної дії, з моностабільним або бістабільним керу-ванням, висовують такі умови до програм керування на базі PLC та мови LD, які є придат-ними до керування такими програмованими компонентами системи, як прапор, таймер та лі-чильник.

Використання спільних вимог до апаратних та програмованих компонентів циклових систем дискретної дії надає можливість впровадження єдиного шаблону алгоритму керуван-ня до широкого спектру технічних засобів і практичних задач.

Використання уніфікованої структури сегментів керування окремими апаратними чи програмованими компонентами забезпечує можливість спрощеного тестування алгоритмів керуючих програм, знижує вимоги до кваліфікаційного рівня розробника системи керування. УДК 621.647.23 І.М. Берник1 к.т.н., доц., О.Ф. Луговський2 д.т.н., проф. 1 - Вінницький національний аграрний університет, м. Вінниця, Україна 2 - НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

ПІДВИЩЕННЯ ЯКОСТІ МОЛОЧНОЇ ПРОДУКЦІЇ ЗА РАХУНОК ЗАСТОСУВАННЯ ЯВИЩА УЛЬТРАЗВУКОВОЇ КАВІТАЦІЇ

Однією з вимог до харчових технологічних середовищ є отримання стійких жирових

емульсій, що забезпечує стабілізацію жирової дисперсної фази за рахунок механічного впли-ву. Згідно з рівнянням Стокса, діаметр частки найбільше впливає на швидкість розділення, яка пропорційна квадрату діаметра кульки.

Гомогенізацію проводять з метою підвищення дисперсності жирової фази та підвищен-ня стійкості емульсії. Так, зокрема, у країнах Західної Європи та Америки гомогенізація є нормативним процесом та використовується у всіх без виключення технологічних процесах молочної промисловості.

У наш час відомо досить широкий спектр обладнання для реалізації зазначеного проце-су, що відрізняється за принципом дії, продуктивністю та робочим тиском. Відомим спосо-бом обробки є ультразвукова гомогенізація, яка заснована на кавітації рідини. Ефект дії уль-тразвукових коливань на технологічне середовище та структуру молока залежить від амплі-туди та частоти.

Ультразвукова обробка жирових емульсій дозволяє досягти ще одного позитивного ре-зультату – забезпечити холодну стерилізацію молока, при якій значно зменшується кількість патогенної мікрофлори. Дослідження бактерицидної дії ультразвуку на мікрофлору молока в залежності від часу обробки 250 мл не пастеризованого молока свідчить про те, що 8...10 хвилин впливу зменшує кількість бактерій до норми (менше 200000 КОЕ в 1 мл.).

Ультразвукова обробка не викликає деструктивного впливу на лабільні складові компо-ненти середовища. Так, зокрема, вміст вітаміну С залишається практично рівним початково-му – 0,83 мг. В той же час пастеризація паром знижує його концентрацію до 0,65 мг, пасте-ризація інфрачервоним випромінюванням - до 0,75 мг, кип’ятіння – практично повністю руйнує вітамін С. Таким чином, ультразвукова кавітаційна обробка молока забезпечує не тільки ефект гомогенізації та підвищення харчової цінності молока, а також забезпечує його стерилізацію.

Для реалізації вказаної технології необхідно вирішити ряд проблем: забезпечити кавіта-ційну обробку молока в потоці; забезпечити ефективне введення в молоко ультразвукових коливань високої інтенсивності.

Авторами розроблено ефективне ультразвукове технологічне обладнання для реалізації вказаної технології.


45

УДК 678.057.3:532.55 О.М. Яхно д.т.н., проф., В.С. Кривошеев к.т.н., доц., А.Д. Коваль к.т.н., О.В. Кривошеев инж., НТУУ «Киевский политехнический университет», г. Киев, Украина

ВЛИЯНИЕ РЕОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ НА ТЕЧЕНИЕ РАСПЛАВОВ РЕЗИНОВЫХ СМЕСЕЙ В КОНИЧЕСКИХ КОЛЬЦЕВЫХ КАНАЛАХ

Рабочие элементы формующего инструмента для нанесения покрытий на провода об-ладают той особенностью, что при наличии конической поверхности большей образующей канала внутренняя цилиндрическая образующая, то есть провод (рис.1), совершает поступа-тельные движении с определенной скоростью uп.

Расход расплавленной резиновой смеси определяется двумя составляющими: состав-ляющей, обусловленной перепадом давлений в канале

Рис. 1. Схема течения в коническом кольцевом кана-ле при наличии движущегося провода

( )( )

n

p Kbna

n

RR

RRSuQ

1

ст

пм

2п

2м

cp2

τ

++−π

== ,

и фрикционной составляющей Qф, обу-словленной движением провода, которая для неньютоновской жидкости, подчиня-ющейся закону Оствальда де Виля, имеет вид

( )

−

−

+

−−

−π

=−

−−

1)3(

2)3(1

1

п

м

1

п

м

3

п

м2пп

ф n

nn

R

Rn

R

Rn

R

RnRu

Q

Реологические исследования резиновых смесей (рис.2), проведенные на капиллярном вискозиметре КПВД-2, показали, что при температурах 60…80оС расплавы резиновых сме-сей являются вязкопластичными средами, свойства которых можно описать степенным зако-

ном Оствальда де Виля nkγ=τ . Индекс течения смесей n=0,237…0,24. Результаты эксперимента (рис.3) позволили дать рекомендации по выбору рациональ-

ного режима экструзии в кабельной головке.

Рис. 2. Кривые течения для резиновых смесей при

различных температурах

Рис. 3. Зависимость коэффициента раз-бухания К от напряжения сдвига τ


46

УДК 676.051.345 О.О. Семінський к.т.н., доц., О.Ю. Куріченко студ. НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ПУЛЬСАЦІЙНОГО РОЗМЕЛУ

МАКУЛАТУРНОЇ МАСИ

У всьому світі картон і папір активно використовуються як у побуті, так і в народному господарстві. Можливості варіювання властивостями і використання у композиціях з іншими матеріалами, екологічність та відносна дешевизна сприяють збільшенню споживання існую-чих видів і розширенню асортименту картонно-паперової продукції. Поряд із цим, основна частина цієї продукції виробляється з сировини рослинного походження, в основному з дере-вини, - яка є повільно відновлюваним сировинним ресурсом. Більше того, інтенсивне виру-бання лісових масивів стає причиною природних катастроф. Саме тому целюлозно-паперова промисловість є чи не найпершою галуззю виробництва перед якою постала проблема ресур-созбереження. Основним шляхом вирішення цієї проблеми вже багато десятиліть є викорис-тання вторинної сировини (макулатури).

Макулатурна маса утворюється шляхом розпускання волокнистих напівфабрикатів у воді. Однак повне розволокнення напівфабрикату на стадії розпускання призводить до над-високої перевитрати енергії і зниження продуктивності обладнання. У той же час, ступінь розпускання суттєво впливає на режим розмелювання і паперотворні властивості волокон. Тому доцільно перед стадією розмелювання проводити дорозпускання та попередню оброб-ку макулатурної маси шляхом безножового розмелювання в машинах гідродинамічної дії.

Серед машин гідродинамічної дії найбільшого поширення набули пульсаційні млини, які довели свою високу ефективність при переробці макулатури всіх видів та оборотного браку, розмелюванні целюлозних відходів та целюлози при виробництві санітарно-побутових видів паперу. До їх переваг слід віднести низьку енергоємність, простоту і надій-ність конструкцій, тривалий термін служби робочих органів. Волокна оброблені у пульса-ційних млинах добре набрякають, фібрилюються і гідратують, мають меншу енергоємність розмелювання, що поряд із максимальним збереженням довжини волокон дає можливість формування паперового полотна з покращеними фізико-механічними властивостями. Вста-новлення пульсаційних млинів перед ножовими млинами дозволяє зменшити витрати енергії на розмелювання до 70 %.

Авторами проведені комплексні дослідження розмелу макулатурної маси на прикладі макулатури марок МС-1А та МС-8В при різних об’ємах маси і концентраціях волокна в масі. Розмелювання проводились в млині з внутрішньою циркуляцією і гарнітурою з двома зона-ми пульсаційного розмелу. За результатами досліджень встановлені експериментальні зале-жності зміни в часі ступеня помелу маси (за методом Шоппер-Ріглера) та середньої довжини волокна (за методом С.М. Іванова), експериментально визначено енергетичні витрати на проведення розмелювання для кожного з варіантів проведення процесу.

Розроблено математичний опис пульсаційного розмелу та одержано кінетичне рівняння для визначення ступеня помелу маси від часу розмелювання. Визначено параметри одержа-ного рівняння та доведено його адекватність шляхом співставлення з дослідними даними.

Встановлені кінетичні і енергетичні залежності пульсаційного розмелу дають можли-вість визначення оптимальних режимів проведення процесу.


47

УДК 628.382 О.В. Узунов доц. к.т.н., Г.В Подюк студ. НТУУ «Киевский политехнический институт», г. Киев, Украина

ОСМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬ

В настоящее время особое внимание уделяют использованию возобновляемых источни-ков энергии. В качестве одного из таких источников применяют разность концентраций двух растворов. Взаимодействие растворов через полупроницаемую мембрану приводит к направ-ленному движению молекул воды. Молекулы движутся от раствора с меньшей концентраци-ей к раствору с большей концентрацией. Этот эффект получил название прямого осмоса. На основе применения такого эффекта построена электростанция в Норвегии, расположенная в месте впадения реки в море и которая использует в качестве растворов разной концентрации морскую и пресную воду. Преимуществами систем, построенных на осмотическом эффекте, являются бесшумность, дешевизна и доступность рабочей жидкости, а также экологическая безопасность. К недостаткам относятся необходимость повышенной степени очистки рас-творов от микроорганизмов, а также невысокая производительность, обусловленная неболь-шой водопроницаемостью существующих видов осмотических мембран. Перспективность использования прямого осмоса для получения энергии подтверждается ведущимися работа-ми в направлении создания более совершенных полупроницаемых мембран, которые, как предполага-ется, позволят в несколько раз по-высить их производительность.

Известные электростанции, ра-ботающие на эффекте прямого ос-моса, преобразовывают расход жид-кости через мембрану в электриче-скую энергию. Еще одним вариан-том получения электрической энер-гии является применение осмоэлек-трического преобразователя, кото-рый использует избыточное давле-ние, возникающее при осмотиче-ском эффекте.

Целью исследования является изучение потенциальных возможностей осмоэлектриче-ского преобразователя. Задачами – разработка математической модели осмоэлектрического преобразователя и исследование его характеристик.

Осмоэлектрический преобразователь состоит из трех взаимодействующих блоков – гидравлического блока, обеспечивающего подготовку растворов для начала рабочего цикла, осмотического блока, преобразующего разность концентраций растворов а давление, и гид-роэлектрического блока, преобразующего давление в электроэнергию.

Работают осмотический и гидроэлектрический блоки (рис.1) осмоэлектропреобразова-теля следующим образом. В начале цикла гидравлический блок подает жидкости с исходны-ми разными концентрациями в правую 1 и левую 2 части бака. За счет разности концентра-ций между растворами в частях бака, разделенных полупроницаемой мембраной, возникает расход Qc. При этом вода переходит в более концентрированный раствор и разбавляет его. Это приводит к повышению давления p1 и падению концентрации С1. За счет возникающей разности давлений p1 и p2 возникает расход Qp, противоположный по направлению к рас-ходу Qc. С течением времени расходы Qc и Qp принимают одинаковое значение и процесс

Рис.1. Расчетная схема математической модели осмоэлектрического преобразователя ( 1,2 – правая и левая части бака, 3 – жесткий центр, 4 – пьезоэлемент)

2 13

4


48

стабилизируется. В ходе процесса изменяющееся давление действует через жесткий центр 3 на пъезоэлемент 4, создавая в нем механическое напряжение. Это приводит к возникновению электрического заряда на торцах пъезоэлемента, который приводит появлению электриче-ского тока, заряжающего аккумулятор. После завершения процесса давление p1 и концен-трация С1 стабилизируются, напряжение в пъезоэлементе 4 не изменяется и электрический ток прекращается. Далее включается гидравлический блок, который удаляет отработанные растворы из частей бака. При этом давление p1 падает до атмосферного, а сила, действую-щая на пьезоэлемент 4, падает до нуля и освобождает энергию упругой механической де-формации. Эта энергия приводит к возникновению электрического заряда противоположного знака на торцах пьезоэлемента 4. Заряд приводит к появлению тока. Благодаря наличию ди-одного моста в цепи между пьезоэлементом и аккумулятором, этот ток также заряжает акку-мулятор. Далее цикл повторяется.

Математическая модель осмоэлектрического преобразователя построена на основе расчетной схемы (рис.1). Модель учитывает начальные давления и концентрации в обеих ча-стях бака, разницу площадей жесткого центра и пъезоэлемента, тип пъезоэлемента и мем-браны.

В частности, расходы через мембрану рассчитываются по сле-дующим формулам:

pc QQQ −= ; 1PsQp Δ⋅⋅= α ;

δγ 1CDs

Qc

Δ⋅⋅⋅= ,

где S – площадь мембраны, м2; α – коэффициент водопроницаемо-сти мембраны, кг/(м2*с*МПа); Δр1 – изменение давления в левой по-лости бака, Па; – коэффициент

диффузии; – коэффициент распре-

деления ионов ; – изменение концентрации в левой полости бака, кг/м3; – толщина мембраны, м.

Результаты моделирования (рис.2) подтверждают корректность

работы модели на качественном уровне. Настройка модели на количественном уровне про-ведена с учетом известных экспериментальных данных. Это позволило использовать ее для расчета потенциальных возможностей осмоэлектрического преобразователя. Результаты мо-делирования показали, что при разности концентраций растворов ΔС =16 кг/м3, площади

мембраны Sм = 0,0314 м2, параметрах мембраны α = 8 ⋅ 10-8кг/(м2*с*МПа), = 1,1 ⋅ 10-9, =

5,5*10-10, =0,001м, объеме левой полости бака V1= 0,0314 м3 и времени цикла 5с, можно по-лучить и мощность W = 7,4*10-3 Вт при максимальном напряжении на выходе U = 200 В.

Таким образом, разработанная математическая модель подтверждает возможность со-здания осмоэлектрического преобразователя, а полученные результаты моделирования поз-воляют предварительно оценить эффект от его использования.

Рис.2. Графики процессов в осмоэлектрическом преоб-разователе, полученные в результате моделирования. 1 –изменение давления в левой полости бака; 2 – суммарный

расход через мембрану.


49

УДК 621.9.62-92 О.С. Галецький асп., О.В. Узунов доц. к.т.н. НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ПНЕВМОГІДРАВЛІЧНОГО ДОЗАТОРА ГІБРИДНОГО ПОЗИЦІЙНОГО ПРИВОДУ

Актуальність. В сучасних умовах до приводів, що використовуються для пози-

ціонування робочих органів у засобах автоматизації, висувають вимоги високої енергоефек-тивності та гнучкості. Одним з перспективних приводів є гібридний електропнев-могідравлічний привод з контролерним керуванням. Особливістю приводу є застосування пневмогідравлічного дозатора з блоком комутації стислого повітря, що є керованим від кон-тролеру. Можливість швидкого перепрограмування контролера дозволяє забезпечити гнуч-

кість, а об’ємний принцип керуван-ня забезпечує високу енергоефек-тивність. В той же час потенційні можливості вказаного приводу по-требують експериментального підтвердження. Складність приводу обумовлює проведення досліджень у декілька етапів.

Ціллю роботи є підвищення енергоефективності та гнучкості дозування стислої робочої рідини. Для її досягнення вирішувались за-дачі - створення експериментально-го стенду та підтвердження робото-спроможності пневмогідравлічного дозатора.

Результат. Розроблений експериментальний стенд дозволив провести перевірку функції до-зування робочої рідини та функції мультиплікації, а також визначити максимальну робочу частоту доза-тора.

Експериментальний зразок до-затора відповідав наступним пара-

метрам: діаметр пневматичного поршня мD 02.0= ; діаметр плунжера мd 005.0= ; робочий хід пневматичного поршня та плунжера мl 01.0= .

Відповідно до схеми експериментального стенда (рис.1) вхід пневмогідравлічного доза-тора з’єднаний з виходом розподільника 11, що подає підживлюючий тиск від насосної станції 10. Вихід пневмогідравлічного дозатора через дросель 15 з’єднано з баком. Дросель 15 використано для імітації навантаження. Живлення блоку комутації стислого повітря 3 за-безпечує компресорна установка 9. Керуючий вхід блока комутації стислого повітря 3 з’єднано через електромеханічний перетворювач 2 з контролером 1. Датчики тиску 7, 17, 19 та датчик переміщення 18, підключені до комп’ютера для фіксації значень тиску та пе-реміщення пневматичного поршня в процесі роботи пневмогідравлічного дозатора.

Рис. 1. Схема стенду для дослідження пнев-могідравлічного дозатору гібридного позиційного приводу.

(1 – контролер; 2 – електромеханічний перетворювач; 3 – блок комутації стислого повітря; 4 – пневмогідравлічний дозатор; 5 – клапан нагнітання; 6 – клапан всмоктування; 8 – пневмогідравлічний дозатор; 9 – компресорна установка; 10 – насосна станція; 11 – гідравлічний розподільник;12 – редукційний клапан; 13 – вентиль; 14, 16 – манометр; 15 – дросель; 7, 17 –датчики гідравлічного тиску; 18 – датчик по-

ложення; 19 – датчик пневматичного тиску)


50

Умови роботи пневмогідравлічного дозатора: робочий тиск на вході в блок комутації стислого повітря барp 7= ; тиск гідравлічного підживлення дозатора барp 11= .

Для перевірки функцій дозування робочої рідини та мультиплікації тиску пакет імпуль-сів подавався на керуючий вхід блока комутації стислого повітря 3. При цьому робота пнев-могідравлічного дозатору відбувається наступним чином. Блок комутації стислого повітря послідовно подає відповідні пневматичні імпульси в ліву та праву пневматичні камери пнев-могідравлічного дозатора. Як наслідок пневматичний поршень виконує поступально-зворотний рух та переміщує плунжери, які повертаються зворотними пружинами. Пе-реміщення плунжерів призводить до виконання тактів всмоктування та нагнітання. В резуль-таті на виході пневмогідравлічного дозатора забезпечуються порції стисненої робочої ріди-ни, кількість яких відповідає кількості керуючих імпульсів від контролера, а частота сліду-вання порцій – частоті слідування керуючих імпульсів.

Отримані результати (рис. 2) дозволили оцінили динамічні процеси наповнення пневма-тичної камери та максимальну частоту роботи дозатора. Встановлено, що процес наповнення

пневматичної камери до тиску 7 бар відбувається за 48 мс, процес вихлопу триває 48 мс, пауза, зада-на законом керування, триває 224 мс. Мінімаль-на пауза між керуючими імпульсами становить 10 мс. Це дозволяє при вхідному пневматичному тиску 7 бар отримати

максимальну частоту роботи пнев-могідравлічного дозато-ра 5 Гц.

Зафіксовані в плунжерній камері мак-симальні значення тиску (рис. 3) підтверджують виконання функції мультиплікації. При тиску на вході в блок комутації стислого по-вітря 7 бар тиск на

виході пневмогідравлічного дозатора становить 70 бар. Ступінчате підвищення тиску в плунжерній камері обумовлене послідовним стисканням робочої рідини в трубопроводі при її подачі в до споживача, а падіння тиску обумовлене тактом всмоктування робочої рідини.

Висновки. Проведені експерименти показали, що дозатор виконує функції дозування робочої рідини та мультиплікації. При цьому для заданих параметрів пневмогідравлічного дозатора та умов експерименту максимальна робоча частота становила 5 Гц.

Підтвердження роботоспроможності пневмогідравлічного дозатора дозволяє перейти до наступного етапу - розробки експериментального стенду та дослідженню характеристик гібридного позиційного приводу.

Рис. 2. Графік зміни тиску в пневматичній камері дозатора.

Рис. 3. Графік зміни тиску в плунжерній камері дозатора.


51

УДК 621.646:629.735.03 Ю.Н. Рыкунич1, А.Е.Ситников1 к.т.н., Я.Б.Феродичко1, Г.И.Зайончковский2 д.т.н., проф. 1 – ПАО «Киевское центральное конструкторское бюро арматуростроения», г. Киев, Украина 2 – Национальный авиационный университет, г. Киев, Украина

ОБЕСПЕЧЕНИЕ УСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ СТЕРЖНЕВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ПРИВОДА ПНЕВМАТИЧЕСКИХ КЛАПАНОВ

На примере пневматического клапана с двухпозиционным электромагнитным приводом

определен и проанализирован характер накопления и развития усталостных разрушений стержневых элементов электромагнитного привода клапана, которые имеют место в процес-се эксплуатации под действием циклических ударных нагрузок.

Опыт эксплуатации клапанов этого типа показывает, что конструктивным элементом клапана, который лимитирует его ресурс, является стержневой элемент (золотник) подвиж-ной системы электромагнитного привода. До 30% отказов таких клапанов связано з уста-лостным разрушением золотника клапана в процессе отработки ресурса.

На основании проведенных ресурсных испытаний выявлено, что к основным деграда-ционным процессам, имеющим место в элементах подвижной системы клапана, следует от-нести:

- накопление микроповреждений в объеме конструктивного материала деталей клапана; - деградацию микрорельефа поверхностей контакта; выкрашивание материала с поверх-

ности контакта; - пластическую деформацию (расклепывание) деталей в зоне контакта торцевых по-

верхностей; изменение формы стопорной шайбы и головки штока; изменение относительно-го положения деталей электромагнитного привода и др.

Эти деградационные процессы приводят к существенному уменьшению хода золотника клапана и разрушению шейки золотника при уменьшении хода золотника до критического значения (0,1 мм).

Выявлена связь скорости накопления усталостных разрушений в стержневых элементах клапана от величины кинетической энергии подвижной системы электромагнитного приво-да. Показано, что условием неразрушения стержневого элемента клапана после отработки нормированного количества циклов срабатывания является не превышение удельной кине-

тической энергии подвижной системы клапана псЕ ее критического значения пскрЕ . Экспери-

ментальным путем определены для разных конструктивных материалов, из которых изготов-

ляются штоки клапанов, зависимости критического значения пскрЕ от количества циклов сра-

батывания n. Проведены мероприятия по конструктивной доработке клапанов, находящихся в экс-

плуатации, с целью уменьшения удельной кинетической энергии подвижной системы элек-тромагнитного привода клапана.

Для обеспечения эксплуатационной надежности клапана при отработке установленного в Техническом задании ресурса (количества циклов срабатывания) на этапе проектирования рекомендуется введение коэффициентов запаса по усталостной прочности стержневых эле-ментов электромагнитного привода клапана Еη . Разработана и внедрена в ПАО «Киевские центральное конструкторское бюро арматуростроения» инженерная методика определения необходимых запасов усталостной прочности пневматических электромагнитных клапанов на этапе проектирования, которая базируется на вероятностном подходе к оценке накопле-ния усталостных разрушений в конструктивных элементах клапана под действием эксплуа-тационных нагрузок.


52

УДК 662.613.12:669.046.44 О.В. Кириченко1 к.т.н., В.Д. Акіньшин1 д.ф.-м.н., В.А. Ващенко2 д.т.н., В.В. Цибулін2

1 - Академія пожежної безпеки ім. Героїв Чорнобиля, м. Черкаси, Україна 2 - Черкаський державний технологічний університет, м. Черкаси, Україна

КЕРОВАНА БАЗА ДАНИХ ПО ЧАСАМ ЗГОРАННЯ ЧАСТИНОК МЕТАЛЕВИХ

ПАЛЬНИХ В ПРОДУКТАХ ТЕРМІЧНОГО РОЗКЛАДАННЯ ПІРОТЕХНІЧНИХ НІТРАТНО-МЕТАЛЕВИХ СУМІШЕЙ

В умовах вимушеного зовнішнього нагріву (наприклад, в умовах аеродинамічного на-

гріву металевих оболонок піротехнічних виробів при пострілі та польоті тощо) піротехнічні суміші металевих пальних (магнію, алюмінію, цирконію тощо) з нітратовмісними окислюва-чами (нітрати лужних та лужноземельних металів) та добавками органічних речовин (пара-фіну, стеарину, нафталіну та антрацену) можуть спалахувати з різким прискоренням пода-льшого процесу їх згорання, руйнуванням виробів з утворенням високотемпературних про-дуктів згорання, які розлітаються у різні боки, та є пожежонебезпечними для навколишніх об’єктів (навколишніх споруд, пускових установок з обслуговуючим персоналом тощо). То-му для прогнозування пожежонебезпечних властивостей піротехнічних сумішей у вказаних умовах необхідно, в першу чергу, вміти прогнозувати основні характеристики процесу го-ріння частинок металів (наприклад, часу горіння) у газоподібних продуктах розкладання окислювачів та органічних добавок. В теперішній час окремі дані по часам горіння розгляду-ваних металевих частинок в активних газоподібних середовищах при підвищених темпера-турах нагріву знаходяться у різних наукових працях [1 – 5], що утруднює їх використання при дослідженні пожежонебезпечних властивостей розглядуваних піротехнічних сумішей в умовах інтенсивного зовнішнього нагріву. Тому метою даної роботи є систематизація отри-маних раніше даних по часу горіння частинок розглядуваних металів в газоподібних продук-тах термічного розкладання окислювачів та органічних речовин шляхом формування керова-ної бази даних у вигляді експериментально-статистичних моделей, зручних для практичного використання.

Для розв’язання цієї задачі були використані відомі методи експериментально-статистичного моделювання та розроблене спеціалізоване програмне забезпечення по мето-дам регресії та інтерполяції, яке дозволяє в діалоговому режимі на ПК за отриманими моде-лями розраховувати рівні часів горіння розглядуваних металів в потоці газоподібних продук-тів О2 + N2, що є основними продуктами розкладання окислювачів [1, 4], які характеризують їх здатність до прискорення процесу горіння в умовах підвищених температур нагріву та зо-внішніх тисків.

Моделі для розрахунку залежностей часу горіння ( гτ , с) від розміру частинок металу

( мd , мкм), відносної масової концентрації кисню (2О

С ) в потоці О2 + N2, швидкості потоку

(V , м/с) та зовнішнього тиску (Р, Па). Розглядаються експериментальні дані для температур навколишнього середовища Тс = 1000...1200 К, що притаманні реакційній зоні та температурі поверхні горіння піротехнічних нітратно-металевих сумішей [1, 5]. Використані експеримен-тальні дані були отримані на стандартному піротехнічному обладнанні з використанням ві-домих фотографічних методів, а також методів мікрокінозйомки (кінокамера СКС – 1М, швидкість зйомки 3000...5000 кадр/с [3].

Моделі для розглядуваних металів наведено нижче (відносна похибка 4...7 %). Магній

( ) ( ) +⋅⋅++⋅⋅⋅++⋅

⋅−= 500202 10940010530930260

222

,О

,OОмг PV,,СVР,,C

V

Р,,Р,V,С,dτ

( ) ( ) 131505 1010050102

−− ++⋅⋅+⋅+⋅+ ,CVV,,РР

dO

,,м . (1)


53

Алюміній

( ) ( ) +⋅⋅++⋅⋅⋅++⋅

⋅−= 600302 20960030311730280

222

,О


V

Р,,Р,V,С,dτ

( ) ( ) 1351605 0800901901032

−− ++⋅⋅+⋅+⋅⋅+ ,CVV,,РР

dO

,,м . (2)

Цирконій

( ) ( ) +⋅⋅++⋅⋅⋅++⋅

⋅−= 400202 090780010310820190

222

,О


V

Р,,Р,V,С,dτ

( ) ( ) 12314506 13008001101072

−− ++⋅⋅+⋅+⋅⋅+ ,CVV,,РР

dO

,,м . (3)

Результати розрахунків по формулам (1) – (3) (рис. 1 – 3) дозволили встановити наступ-ні діапазони зміни часів згорання частинок металів в продуктах термічного розкладання пі-ротехнічних нітратно-металевих сумішей (

2ОС = 0,2...0,8; Р = 105... 107 Па; V = 1...10

м/с):для частинок магнію гτ = 1,5·10-3...0,47 с при мd = 50...300 мкм; для частинок алюмі-

нію гτ = 2,9·10-3...0,89 с при мd = 50...300 мкм; для частинок цирконію гτ = 8,7·10-4...0,27 с

при мd = 5...15 мкм.

Крім цього, в результаті проведених розрахунків для використовуваних на практиці діапа-зонів зміни розглядуваних параметрів ( мd ,

2ОС , V та Р) процес горіння частинок металів про-

тікає стабільно без вибухових фрагментацій. При цьому, зміна цих параметрів суттєво впливає на характер поведінки часу згорання частинок металів: збільшення мd призводить до помітного

зростання гτ (у 10...12 разів), а збільшення 2О

С , Р та V – до зменшення гτ відповідно у 1,5...1,8

разу (для V ), у 2...3 разу (для 2О

С ) та у 9...10 разів (для Р).

Отримані експериментально-статистичні моделі (1) – (3) дозволяють за допомогою роз-робленого спеціалізованого програмного забезпечення на ПК в діалоговому режимі форму-вати керовану базу даних по часам згорання частинок металів в газоподібних продуктах роз-кладання піротехнічних нітратно-металевих сумішей в умовах зовнішнього нагріву. Вказана база даних може бути покладена в основу більш загальної керованої бази експериментально-теоретичних даних по прогнозуванню пожежонебезпечних властивостей піротехнічних ви-робів різного призначення в умовах зовнішніх термовпливів (радіаційно-конвективний на-грів в умовах виникнення пожежі, ударний термовплив зовнішнього надзвукового газового потоку на поверхню виробу в умовах пострілу та польоту тощо).

0

CO2

1,0

0,75

0,50

0,25

dм, мкм

300

200

10050

P=10 Па5

P=10 Па6

P=10 Па7

240

120

τг 10 , с

480

360

. 3

1

25

100

0

50

75

v, м/с

1010

5,0

2,5

7,5

1,0

480

240

120

360

τг 10 , с . 3

P 10 , Па. -5

CO2=0,2

CO2=0,5

CO2=0,8

2,5

10

1,0

0,50

0,25

0

0,755,0

7,5

CO2

dм = 300 мкм

1,0

dм = 100 мкм

dм = 50 мкм

v, м/с

480

240

120

360

τг 10 , с . 3

а) б) в) Рис. 1. Тривимірне зображення залежностей часу згорання частинки магнію в газовому потоці О2 +

N2 від таких параметрів: а) – від мd та 2О

С (V = 1 м/с); б) – від V та Р ( мd = 50 мкм); в) – від 2О

С та

V (Р = 105 Па).


54

0

CO2

1,0

0,75

0,50

0,25

dм, мкм

300

200

10050

P=10 Па5

P=10 Па6

P=10 Па7

τг 10 , с . 3

900

450

225

675

1

25

100

0

50

75

v, м/с

1010

5,0

2,5

7,5

1,0

τг 10 , с . 3

P 10 , Па. -5

CO2=0,2

CO2=0,5

CO2=0,8

900

450

225

675

2,5

10

1,0

0,50

0,25

0

0,755,0

7,5

CO2

dм = 300 мкм

1,0

dм = 100 мкм

dм = 50 мкм

v, м/с

τг 10 , с . 3

900

450

225

675

а) б) в)

Рис. 2. Тривимірне зображення залежностей часу згорання частинки алюмінію в газовому потоці

О2 + N2 від таких параметрів: а) – від мd та 2О


С

та V (Р = 105 Па).

0

CO2

1,0

0,75

0,50

0,25

dм, мкм

P=10 Па5

P=10 Па6

P=10 Па7

τг 10 , с . 3

280

140

70

210

5

10

15

1

25

100

0

50

75

v, м/с

1010

5,0

2,5

7,5

1,0

τг 10 , с . 3

P 10 , Па. -5

CO2=0,2

CO2=0,5

CO2=0,8

280

140

70

210

2,5

10

1,0

0,50

0,25

0

0,755,0

7,5

CO2

dм = 15 мкм

1,0

dм = 10 мкм

dм = 5 мкм

v, м/с

τг 10 , с . 3

280

140

70

210

а) б) в) Рис. 3. Тривимірне зображення залежностей часу згорання частинки цирконію в газовому потоці

О2 + N2 від таких параметрів: а) – від мd та 2О


С

та V (Р = 105 Па).

Висновки. Вперше встановлено наступні закономірності комплексного впливу на час

згорання частинок металів наступних параметрів: при збільшенні розміру частинок металіч-ного пального від мd = 5 мкм до мd = 300 мкм незалежно від відносного вмісту кисню в га-

зовому потоці О2 + N2, швидкості цього потоку та зовнішнього тиску час згорання частинок суттєво зростає (у 10...12 разів); зростання відносного вмісту кисню в потоці від

2ОС = 0,2 до

2ОС = 0,8, його швидкості від V = 1 м/с до V = 10 м/с та зовнішнього тиску від Р = 105 Па

до Р = 107 Па незалежно від розміру частинки металу призводить до помітного зменшення часу її згорання (у 2...3 рази – для

2ОС ; у 1,5...1,8 разу – для V ; у 9... 10 разів – для Р).

Розроблено нові експериментально-статистичні моделі для формування бази розрахун-кових даних (відносна похибка 4...7 %) по впливу основних керованих параметрів ( мd ,

2ОС ,

V та Р) на час згорання частинок металевих пальних (магнію, алюмінію, цирконію) в проду-ктах термічного розкладання піротехнічних нітратно-металевих сумішей в умовах зовнішніх термовпливів на поверхню виробів на їх основі. Література 1. Ващенко В. А., Кириченко О. В., Лега Ю. Г., Заика П. И., Яценко И. В., Цыбулин В. В. Про-цессы горения металлизированных конденсированных систем. – К.: Наукова думка, 2008 – 745 с. 2. Силин Н. А., Ващенко В. А., Кашпоров Л. Я. Металлические горючие гетерогенных конден-сированных систем. – М.: Машиностроение, 1976. – 320 с.


55

3. Похил В. П., Беляев А. Ф., Фролов Ю. В., Логачев В. С., Коротков А. И. Горение порошкооб-разных металлов в активных средах. – М.: Наука, 1972. – 294 с. 4. Силин Н. А., Ващенко В. А., Зарипов Н. И. и др. Окислители гетерогенных конденсирован-ных систем. – М.: Машиностроение, 1978. – 456 с. 5. Ващенко В. А. Воспламенение и горение одиночных частиц металлов в продуктах разложения многокомпонентных металлизированных систем // Труды НИИ прикладной химии, Загорск, 1975. – № 10267. – 54 с.

УДК 62.005.51-192 С.А. Коваленко асп., А.Т. Свідерський к.т.н. доц., Київський національний університет будівництва і архітектури, м. Київ, Україна

ДОСЛІДЖЕННЯ НАДІЙНОСТІ СТРІЛОВОГО ОБЛАДНАННЯ АВТОКРАНІВ

Несуча здатність стрілових автомобільних кранів при великих висуваннях лімітується

стійкістю, що залежить в першу чергу від маси стріли, а при мінімальних – головним чином міцністю стріли.

Головними чинниками надійності стріли являються: переріз, використання складу мате-ріалів для стріли, раціональний спосіб висування стріли, зменшення коливань за умови зміни вильоту стріли при пуску та гальмуванні. Коливання можуть привести до руйнування самої телескопічної стріли, зменшують надійність функціонування та міжремонтний цикл крану, збільшують цикл виконання стандартних операцій і не дозволяють виконувати точні пози-ційні операції, оскільки відбувається розхитування вантажу, що знаходиться на крюку стрі-ли.

Для проведення теоретично обгрунтованих розрахунків надійності конструкцій секцій телескопічної стріли автокрану не достатньо знати тільки закон розподілу контактних на-пружень. Повна характеристика напруженого стану цього вузла стріли визначається компо-нентами тензору напружень у кожній точці вузла або у найбільш напружених точках. В ро-боті робиться припущення, що секції телескопічної стріли на етапі аналітичних досліджень представляються як циліндри. Для визначення компонент тензору напружень у довільній точці охоплюючої секції (циліндра) стріли представляються круговим отвором при дії зада-них контактних навантажень. При цьому розглянуті випадки, коли радіуси кругового отвору й внутрішньої секції стріли рівні або мало відрізняються між собою.

Крім цього в роботі також встановлено характер зміни параметрів швидкості й приско-рення привідних ланок автокрана з телескопічною стрілою в процесі його пуску за допомо-гою математичної моделі, що розглядається як, система з розподіленими параметрами.

Виконані дослідження дозволили встановити закономірності розподілу нормальних і дотичних напружень для різних форм перерізу секції телескопічної стріли.

Встановлено оптимальний динамічний режим руху в процесі пуску автокрану, який до-зволяє мінімізувати величину зусилля, прикладеного до штоку гідроциліндра висувної балки з боку привідного механізму.

Знайдено оптимальні кінематичні характеристики: швидкість та прискорення штоку гі-дроциліндра висувної балки при оптимальному динамічному режимі пуску в процесі зміни вильоту вантажу.

Отримані результати використані для уточнення й вдосконалення інженерних методів розрахунку зусиль у привідних гідроциліндрах при оптимальному динамічному режимі руху в процесі пуску автокранів з телескопічною висувною стрілою.


56

УДК 625.5 Н.В. Семінська1, к.т.н., ст. викл., Г.Вороний1 студ., Д.В. Колесніков2, ст. викл 1 - Національний технічний університет України «КПІ», м. Київ, Україна 2 - Академія пожежної безпеки імені Героїв Чорнобилю, м. Черкаси, Україна

РОЗРОБКА МАТЕМАТИЧНОЇ МОДЕЛІ ПРОЦЕСУ ВИТІКАННЯ ГІДРАВЛІЧНОГО

СТРУМЕНЯ ЗІ СТВОЛУ В ПОВІТРЯ

Інформаційний прогрес призводить до швидкої зміни технологій, май же у всіх галузях промисловості світу (машинобудуванні, хімічній, харчовій, видобувній і таке інше). До таких технологій відноситься й гідроструменна. Зростання інтересу до гідроструменних технологій є об’єктивним процесом. Прагнення до зниження затрат та підвищення продуктивності, забез-печення малої ресурсоємності, екологічності виводить ці технології на лідируючи позиції.

Широке застосуваннягідравлічні струмені низького тискуотрималиу пожежній справі. Їх характеристики можуть сильно відрізнятися залежно від використовуваного устаткування, проте в більшості випадків, йдеться про тискна виході пожежного стволаабо насадки0,2…5 МПа, витратах рідини 0,1…70 л/с, початковій швидкості струменя 5…45 м/с. У нашому випадку інтерес представляють незатоплені гідравлічні струмені, які використовуються під час проведення рятувальних робіт і, зокрема, при пожежогасінні.

Основними характеристиками при аналізі потоку рідини в стволі прийнято рахувати діаметр струменя, дальність подачі рідині і та реальна фізична дія струменя, яка чиниться на перешкоду або вогнищепожежі. Відомо, що дальність польоту пов'язана з траєкторією стру-меня, а траєкторію найчастіше визначають по формулі вільного падіння тіла. В такому разіздійснюють і розрахунок швидкості руху рідини. У результаті зотриманих даних проек-тується ствол, який повинен мати таку форму, при якої втрати енергії були б найменшими, а коефіцієнт витрати 0μ - максимальним. Конструктивною особливістю такого стволає забез-

печення плавних переходів від одного перерізу до іншого і висока якість обробки внутрішньої поверхні. Результати аналізу експериментів, дали можливістьстверджуватипро можливістьі необхідність корегування традиційних способів розрахунку основних пара-метрів водяного струменя.

Завдання яке вирішувалось в роботі пов’язано з розробкою моделі процесу витікання струменя у повітря, з метою подальшого керування цим струменем.

Для рішення цього питання була застосована експериментальна установка призначена для моделювання різних видів потоку рідини (гідравлічних струменів), такі як усталений та неусталений потік рідини, імпульсний, вихровий та інші. За допомогою цієї установки, вимірювались: тиск перед насадком p (витрата Q, швидкість потоку υ за відомою провідністю насадка); дальність бою струменя L, висота струменя h, кут нахилу струменя α до горизонту. Варіювання цих параметрів здійснювалось у наступних діапазонах значень: α від 10 до 60 з кроком 10; р 1-4 кгс/см2. Враховувався вплив параметрів пожежного стволу на характер течії струменя (в експерименті використовувався ствол типу РС-70) діаметри ство-лу d1 =16 мм та d2=22 мм вихідний та вхідний відповідно. За результатами проведених експериментів було розроблено математичну модель процесу витікання гідравлічного стру-меня (води) зі стволу в повітря під різними кутами нахилу до горизонту. Отримано траєкторію польоту рідини без впливу коефіцієнту опору повітря. Створення моделі прово-дилось, в середовищі MathCAD. Отримана модель дає можливість створення адекватної мо-делі, що буде враховувати такі параметри, як: витрату рідини; напір; діаметр насадка; кут нахилу до горизонту; розширення потоку рідини при польоті; коефіцієнт аеродинамічного опору; властивості рідини.


57

УДК 621.647.23 О.Є.Колосов д.т.н., с.н.с., В.І.Сівецький к.т.н., проф., О.П.Колосова, Л.А. Кричковська НТУУ“Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

АНАЛІЗ ЕФЕКТИВНИХ ЗАСОБІВ ДЛЯ ПРОСОЧЕННЯ І ДОЗОВАНОГО НАНЕСЕННЯ ПОЛІМЕРНОГО ЗВ'ЯЗУЮЧОГО НА ВОЛОКНИСТІ НАПОВНЮВАЧІ, ЩО ВИКОРИСТОВУЮТЬ НИЗЬКОЧАСТОТНІ

УЛЬТРАЗВУКОВІ КОЛИВАННЯ Фізико-хімічна дія пружних ультразвукових коливань (УЗК) у рідинах, у тому числі в

розчинах полімерів, як правило, виявляється в полях середньої і великої інтенсивності ульт-развуку (УЗ), тобто коли істотними стають такі ефекти, як УЗ-кавітація, радіаційний тиск і звуковий вітер. При цьому майже всі фізико-хімічні явища, що відбуваються в рідині при проходженні через неї потужних пружних УЗК, в тій або іншій мірі пов'язані саме з явищем кавітації.

Для здійснення ефективних режимів процесів УЗ-обробки рідини необхідно насамперед обирати ефективні значення інтенсивності й частоти УЗК. Так як більшість УЗ-рідинних технологічних процесів пов'язано з УЗ-кавітацією і звукокапілярним ефектом, то змінюючи умови протікання кавітації, можна підсилювати або послаблювати різні кавітаційні ефекти. Успішне використання потужного УЗ для фізико-хімічних процесів пов'язане насамперед з рідким станом реагентів. Практичне використання пружних коливань звукового й УЗ-діапазонів частот пов'язане насамперед з фізичними властивостями рідкого середовища, у якому вони поширюються, і тими явищами, які виникають при поширенні цих коливань.

Досліджені питання, що стосуються особливостей обладнання для просочення, спосо-бів просочення, а також основних шляхів інтенсифікації й підвищення продуктивності, на-приклад, процесів просочення полотна і використанням низькочастотних УЗК. Позитивна особливість досліджених засобів для просочення і дозованого нанесення зв'язуючого з вико-ристанням низькочастотних УЗК полягає в тому, що вони не викликають істотних деформа-цій полотна, яке просочується, що спостерігається, наприклад, при використанні пристроїв, які використовують перепад тиску.

Однак при конструюванні таких засобів необхідно передбачати спеціальні заходи, що усувають шум, виникаючий через динамічні навантаження, УЗ-випромінювання, недостатню точність збирання й інші чинники. Потрібно також мати на увазі, що багато просочувальних рідинних полімерних композицій при впливі на них механічних коливань змінюють свої вла-стивості. Зокрема, може спостерігатися їх спінення, зміна структури і властивостей (підви-щення кінцевої в'язкості, щільності, відсотка газових включень, руйнування структури то-що). В результаті експериментальних досліджень встановлено оптимальні режими УЗ-обробки, що реалізуються за допомогою відповідних засобів.

Показано, що у більшості ж випадків механічні коливання УЗ-частоти можуть бути ус-пішно використані для інтенсифікації процесу просочення і дозованого нанесення. Тому роз-роблення і впровадження у виробництво прогресивних конструкцій просочувальних при-строїв з використанням УЗК дозволить не тільки підвищити продуктивність обладнання, але й буде сприяти як розширенню виробництва синтетичних матеріалів, так і енерго-і ресурсо-збереженню при їх виробництві. Література 1. Колосов О.Є. Математичне моделювання базових процесів виготовлення полімерних композицій-них матеріалів із застосуванням ультразвукової модифікації / Колосов О.Є., Сівецький В.І., Панов Є.М. та ін.― К.: ВД «Едельвейс», 2012. ― 268 с.


58

УДК 62-525 А.П. Губарев д.т.н., проф., О.С. Ганпанцурова к.т.н., асс. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

«АРИФМЕТИКА» СТРОЕНИЯ ДИСКРЕТНО-ЛОГИЧЕСКИХ ЦИКЛОВЫХ

СИСТЕМ ГИДРОПНЕВМОАВТОМАТИКИ

В основу исследования положено два предположения. Первое предположение: система состоит из отдельных элементов и, возможно, существуют формальные операции присоеди-нения или отделения элементов при построении систем, аналогичные арифметическим или алгебраическим действиям с числами. Второе предположение: определяющим свойством си-стемы является цикличность процесса функционирования, а материальный технический объ-ект является средством реализации процесса в конкретных условиях (алгоритмом вычисле-ний).

В качестве начального условия использован следующий факт: результатом процесса функционирования является изделие, или, в более общем случае, эффект, получаемый при каждом прохождении цикла (технологического или эксплуатационного). Практические уточнения – цикл функционирования целенаправленный, количество функциональных эле-ментов в системе фиксированное [1]. Это уточнение отражает специфику класса промыш-ленных систем цикловой автоматики.

Ряд особенностей систем цикловой гидропневмоавтоматики делает процесс их постро-ения подобным процессу создания простейшей вычислительной машины, оперирующей це-лыми положительными числами, выполняющей операции сложения, вычитания, умножения на целое число (повторения), пересечения и объединения, записанные в виде «формулы» или алгоритма, или некоторой числовой структуры [2].

Аналогами переменных, входящих в «формулу» системы, выступают её структурные элементы – функциональные модули. Каждый модуль, получив сигнал основной команды управления, может переходить в активное состояние («1») – выполнять предусмотренную функцию, получив сигнал возвратной команды управления, может возвращаться в пассивное или исходное состояние («0») – готовиться к повторному выполнению функции.

К первой группе особенностей цикловой гидропневмоавтоматики относятся: перио-дичность действий каждого элемента при работе системы, неизменность порядка действий элементов, ограниченность количества состояний системы, определенность возможных со-стояний системы и некоторые другие [3].

Вторая группа особенностей отражает факт взаимной независимости действий элемен-тов (модулей). Действие каждого элемента может рассматриваться как степень свободы си-стемы, а учитывая, что действия связаны только порядком работы системы, то степени сво-

i i

j j = 0 I + J =

= I ∩ J I ∗ J =

i

i

j

j

Рис. 1. Графическая интерпретация объединения и пересечения циклических модулей


59

боды могут рассматриваться и как координаты при описании состояния системы. В цикловой гидропневмоавтоматике каждое исполнительное устройство или агрегат рассматривается только в фиксированных состояниях, без учета переходов между ними, чему соответствует дискретное изменение координат [3].

Если работу модуля представить в виде чередующихся противоположно направленных действий, однозначно приводящих к фиксированным состояниям, то можно перейти к дво-ичному исчислению при описании каждой координаты системы: 1 – активное (конечное), 0 – пассивное (начальное, исходное). Описание работы системы за время технологического цикла по выбранной координате будет иметь вид циклической функции: → «1» → «0» или

ii 01 →→ , или ii →→ , где i - идентификационный номер модуля. Если модуль I по-следовательно выполняет два своих действия одно за другим, то координата системы не из-меняется: 0ii =+ . Обозначив отдельный модуль как ii:I ↔ , можем перейти

к определению примитивных действий с циклическими модулями (рис.1). Содержательным тестом описания действий может служить процесс сборки изделия

или принцип действия швейной машинки. Объединение частей в целое – «соединение», со-стоит из комплекта противоположно направленных действий, расположенных в определен-ном порядке. Последовательное выполнение по отдельности каждой пары таких действий,

или сложение циклических модулей, к соединению частей не приводит: Сложение циклических элементов, в первом приближении, аналогично алгебраическо-

му сложению, определенному на множестве положительных и отрицательных чисел, но в n-мерной ортогональной системе координат. Это действие подчинено закону ассоциативности.

Чередование действий одних циклических модулей с основными или возвратными

действиями других (пересечение) формирует нетривиальное соединение частей: При этом результат формируется способом накопления. Сначала были взяты функции

“i” и “j”, затем, не закрывая элемент “J”, была взята функция “k”, элемента “К”, умноженного на элемент “L”. По видимому, операция пересечения циклических элементов имеет направ-ление, и в общем случае ( IJJI ∩≠∩ ), то есть необходимо указывать порядок соединения и

замыкания циклических элементов, например, так: ( IJJI ∩=∩ ). Дальнейшее рассмотрение примитивных операций соединения элементов в системе

(функциональных модулей) в контексте целенаправленного формирования изделия (моно-тонно возрастающей функции) позволяет уточнить правила построения многоэлементных цикловых систем с асинхронными действиями элементов. Литература 1. Челноков В.М. К операционализации понятия целостности в представлении знаний // Системные

исследования: Методол. Пробл. Ежегодник, 1985.-М.: Наука, 1986, с.103-112. 2. Калужнин Л.А. Введение в общую алгебру.– Учебн. пособие. — 6-е изд., стереот. — М.:

ФИЗМАТЛИТ, 2003. - 624 с. — ISBN 5-9221-0312-1. 3. Гідроприводи та гідропневмоавтоматика. Підручник./ В.О. Федорець, М.Н. Педченко,

В.Б.Струтинський та ін.- К.: Вища шк., 1995.- 463с.

I + J + . . . + Т = I + J + Т . . . + = 0.

I+ = (I {J) ≠ 0 . I- J+ J- K+ L+ K- L- ∩ ∩ (K} ∩ L)


60

УДК 62-525 О.С. Ганпанцурова, к.т.н., асс. НТУУ “Киевский политехнический институт”, г. Киев, Украина

АДАПТИВНЫЕ МЕХАНОТРОННЫЕ СИСТЕМЫ ОТБОРА МОЩНОСТИ ВЕТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК

Увеличение стоимости традиционных энергоносителей и постепенное сокращение их

запаса актуализируют задачу разработки систем, использующих возобновляемые источники энергии, например энергию воздушного потока. Вместе с этим применение ветроэнергетиче-ских установок (ВЭУ) ограничено из-за низкой энергетической эффективности последних. Это связано, в первую очередь, с несогласованностью мощности воздушного потока и номи-нальной мощностью ВЭУ и неполным использованием диапазона рабочих скоростей ветра, в частности, с работой ветроустановки только на одном номинальном режиме мощности. По-этому особый интерес представляет направление по разработке адаптивных механотронных систем отбора энергии.

Особенностью адаптивных систем является свойство «приспосабливаться» к изменению внешних параметров, к изменениям, происходящим внутри системы, а также к изменениям задач функционирования системы.

Использование свойств адаптации применительно к ветроустановкам направлено на расширение эксплуатационного диапазона скоростей воздушного потока, создание многоре-жимных систем отбора энергии, работающих с несколькими значениями номинальной мощ-ности. В такой системе, благодаря гибкому алгоритму управления, появится возможность управлять траекторией энергетического потока, изменяя значение выходной мощности в со-ответствии с текущим значением скорости воздушного потока.

Для обеспечения ступенчатого изменения выходной мощности ВЭУ могут быть исполь-зованы электрические, гидравлические системы или их комбинации. Электрические адап-тивные системы обладают рядом преимуществ (меньшее количество звеньев в цепи преобра-зования энергии, возможность поддерживать с высокой точностью частоту оборотов генера-тора), однако из-за достаточно сложной системы управления такие схемы являются дорого-стоящими. При этом количество номинальных режимов является ограниченным (как прави-ло, не более трех) и прямо пропорционально стоимости системы отбора мощности. Как пока-зывает практика, использование электрических систем целесообразно для ветроустановок средней мощности, работающих на одну общую сеть.

В то же время для автономных ВЭУ малой и средней мощности более рациональным будет использование адаптивных гидравлических систем отбора мощности. Изменение па-раметров расхода и давления в соответствии с изменениями мощности воздушного потока происходит в гидроприводе практически без потерь мощности, избыток которой можно ис-пользовать для обеспечения энергией дополнительных потребителей.

Адаптивные гидравлические системы, оптимизированные по уровням мощности и гид-равлическим параметрам, количеству режимов, алгоритму управления траекторией энерге-тического потока позволят обеспечить текущее и долгосрочное согласование характеристик автономных ВЭУ с характеристиками воздушного потока по критерию максимального объе-ма энергии.


61

УДК 534-8, 621.647.23 А.Ф. Луговской д.т.н., проф., И.А. Гришко асист. НТУУ «Киевский политехнический институт», г. Киев, Украина

ВОЗМОЖНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ КАВИТАЦИИ ДЛЯ

ПРОДЛЕНИЯ СРОКА СЛУЖБЫ СМАЗЫВАЮЩЕ-ОХЛАЖДАЮЩЕЙ ЖИДКОСТИ Смазывающе-охлаждающая жидкость (СОЖ) применяется в технологических процес-

сах резания в таких отраслях как машиностроение, приборостроении и т.д. для уменьшения сил трения, повышения стойкости режущего инструмента за счет отвода тепла от режущего инструмента и для удаления стружки. Применение СОЖ позволяет получить улучшение ка-чества обрабатываемой поверхности заготовки, увеличить срок работы инструмента. При этом происходит предохранение поверхности заготовки и режущего инструмента от корро-зии.

Количество подводимой СОЖ зависит от типа обработки и может доходить до 30 л/мин. Недостаточное количество подаваемой СОЖ, приводит к появлению трещин на режущем лезвии из-за превышения температурного режима обработки.

Из-за высокой стоимости современных СОЖ, их стараются применять максимально эффективно и использовать настолько долго, насколько это возможно. Главной причиной непригодности СОЖ является механическое и бактериальное загрязнение, а также расслое-ние на составляющие компоненты.

Для борьбы с механическим загрязнением используют различные типы магнитных, бу-мажных и гравитационных фильтров. Для борьбы с бактериальным загрязнением традици-онно применяют специальные добавки – биоциды.

Все чаще в литературе встречается информация о применении ультразвуковой кавита-ции для обеззараживания технологических сред, так как этот способ универсальный благо-даря своему многофакторному воздействию на микроорганизмы. Наличие большого количе-ства механических примесей полученных при непосредственном контакте СОЖ с окружаю-щей средой в зоне режущего инструмента способствует активизации процесса инактивации различного типа микроорганизмов.

Установка проточного ультразвукового оборудования повышенной интенсивности в си-стеме циркуляции СОЖ или ультразвукового излучателя с развитой поверхностью излучения непосредственно в баке-отстойнике обеспечит стабильную инактивацию микроорганизмов приводящих к биоповреждению СОЖ.

Для СОЖ применение ультразвукового оборудования высокой интенсивности целесо-образно не только в ракурсе борьбы с бактериальным загрязнением.

При определенном сроке эксплуатации или хранения СОЖ может подвергаться частич-ной деэмульгации. Наличие свободного масла скщественно ухудшает эксплуатационные ха-рактеристики СОЖ и приводит к увеличению её расхода. Это влечет за собой необходимость добавления в бак свежей эмульсии, что увеличивает затраты на покупку и последующую утилизацию отработавшей свой срок СОЖ.

Постоянное воздействие ультразвуковой кавитации способствует интенсивному пере-мешиванию составных компонентов на молекулярном уровне, что приводит к образованию долго не расслаивающихся эмульсий, которые улучшают смазывающие свойства и в резуль-тате приводят к повышению качества продукции и к снижению расходов на обслуживание. Постоянное перемешивание СОЖ в системе охлаждения ускоряет процесс теплообмена.

Экспериментальные исследования подтвердили эффективность применения ультразву-кового кавитационного оборудования в технологических процессах подготовки и эксплуата-ции СОЖ.


62

УДК 534 М.А. Ямкова к.т.н., доц. Донбаський державний технічний університет, м. Алчевськ, Україна

ГІДРОДИНАМІЧНИЙ РОЗРАХУНОК СИЛОВОГО ЛАНЦЮГА КОМПЛЕКСУ

ДЛЯ РОЗМІРНОЇ ЕЛЕКТРОХІМІЧНОЇ ОБРОБКИ

Розмірна електрохімічна обробка незамінна для обробки вельми міцних або дуже в'язких металів та сплавів, крихких і тонкостінних нежорстких деталей, а також пазів і отворів скла-дної форми, отримання поверхонь деталей з малою шорсткістю, і дуже малою товщиною де-фектного поверхневого шару [1].

На жаль, одним з недоліків електрохімічної обробки (ЕХО) є досить значне енергоспожи-вання. Для проектування енергозберігаючої системи керування потрібне адекватне матема-тичне описання силового ланцюга електротехнічного комплексу для ЕХО. Існуючі матема-тичні моделі не дозволяють розрахувати з достатньою точністю робочий струм і пояснити часті виникнення режиму короткого замикання, тому розробка адекватної математичної мо-делі силового ланцюга комплексу для ЕХО є актуальною задачею.

У той час як структурні схеми трансформатора і джерела живлення відомі, математична модель міжелектродного проміжку потребує вивчення і покращення. У існуючій літературі наведено спрощені схеми, які не враховують цілий ряд вельми суттєвих факторів, одним з головних є течія електроліту у міжелектродному проміжку [2].

Найбільш істотним недоліком усіх відомих нам математичних моделей, є, на наш погляд, вельми сильне припущення, що електропровідність електроліту і граничний струм вважають постійними незалежно від швидкості електроліту і величини робочого струму.

Для більш точного визначення залежності граничного струму від гідравлічних, геометри-чних і електричних параметрів у [3] запропоновано наступний підхід: спочатку знайдено по-ле швидкостей електроліту в міжелектродному проміжку з розв´язання рівняння Нав´є-Стокса [4], потім з використанням знайденого розподілу швидкості розв´язано рівняння ди-фузії для отримання поля концентрації електроліту. Після цього визначено граничну щіль-ність струму, що тече в міжелектродному проміжку.

За знайденими значеннями щільності струму при заданій концентрації електроліту і на-пруженості електричного поля визначаються складові повного ефективного опору міжелект-родного проміжку:

Знайдена залежність повного опору міжелектродного проміжку від робочого струму має U-образний вигляд, що поясняється переважанням на різних стадіях електрохімічної реакції дифузійної чи міграційної перенапруги і опору відповідно. Наявність падаючої ділянки на характеристиці може призвести до виникнення нестійкості процесу обробки, тобто до коли-вань струму. Це поясняє часте виникнення режиму короткого замикання на практиці.

Гідродинамічний розрахунок параметрів течії електроліту дозволив отримати математич-ну модель силового ланцюгу. Виявилося, що у передатну функцію міжелектродного промі-жку входить форсуюча ланка, наявність якої надає йому певні попереджувальні властивос-ті, бо в систему вводиться крім самої величини і її похідна, тобто тенденція до її зміни. Це підтверджує адекватність математичної моделі міжелектродного проміжку, який, як відомо з практики [1, 4 ], має властивість саморегульованості.

Найбільш суттєві наукові і прикладні результати, висновки і рекомендації полягають у на-ступному:

1. Вперше запропоновано залежності повного опору міжелектродного проміжку від гідра-влічних, електричних і геометричних параметрів. Встановлено U-образну залежність опору від робочого струму, що призводить до його нестійкості, тобто вперше теоретично пояснено часте виникнення режиму короткого замикання при електрохімічній обробці.


63

2. Вперше запропоновано математичну модель силового ланцюга електротехнічного ком-плексу для електрохімічної обробки металів та сплавів, яка дозволяє: - правильного теоретично розрахувати значення робочого струму; - теоретично пояснити властивість саморегульованості міжелектродного проміжку (наявніс-тю похідної у законі регулювання). Література 1. Оборудование для размерной электрохимической обработки деталей машин/ Под ред. проф. Ф.В.Седыкина. – М.: Машиностроение, 1980. 2. Синтез структурной схемы силовой цепи электротехнического комплекса при электрохимической обработке магнитоанизотропных сред / Н.Н. Заблодский, С.В. Шадрин, М.А. Ямковая //Технічна електродинаміка. – 2002. - № 5. – С. 67-71. 3. В.Г. Левич. Физико-химическая гидродинамика. – М.: Изд-во Академии наук СССР, 1952. 4. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. – М.: Наука, 1974.

УДК 532.54.013.2 Р.М. Гнатів, к.т.н., В.І. Орел, к.т.н., Б.С. Піцишин Національний університет “Львівська політехніка” м. Львів, Україна

ВИЗНАЧЕННЯ ПІДВИЩЕННЯ ТИСКУ ПРИ НЕУСТАЛЕНОМУ РУСІ РІДИНИ В ТРУБАХ

Згідно СНиП 2.04.02-84(Водопостачання, зовнішні мережі і споруди) слід передбачати

засоби захисту системи водопостачання від підвищення тиску. При цьому несподіване під-вищення тиску необхідно визначати розрахунком і на основі нього, виходячи із значення ро-бочого тиску приймати вид захисту, що забезпечує безпечну експлуатацію труб. Крім цього СНиП допускає використання труб більш високого класу міцності тільки у випадках, коли збільшення ціни труб менше вартості заходів із захисту трубопроводу від підвищення тиску.

Часто, виходячи з конкретних умов, приймають, що трубопровід має стінки, які не де-формуються, і рідину можна приймати нестискуваною. В цьому випадку неусталений рух у напірному трубопроводі описується рівнянням Д. Бернуллі

t

V

gxh

gV

g

pz

xL

∂∂−

∂∂−=

++

∂∂ αα

ρ0

2

2 (1)

де z - геометрична висота; p - тиск; V - середня швидкість; x - поздовжня координата тру-бопроводу; t - час; hL - втрати енергії вздовж трубопроводу

α 0 - коефіцієнт кількості руху; ρ - густина рідини; g - прискорення сили тяжіння; α - коефіцієнт кінетичної енергії.

Для горизонтального трубопроводу, що має постійний діаметр вздовж труби, підвищен-ня тиску можна визначити за формулою:

dt

dQ

g

Lh

g

pL ωα

ρ0+=

Δ (2)

де L - довжина труби; Q - витрата рідини; ω - площа поперечного перерізу;

За результатами теоретичних і експериментальних досліджень було встановлено, що тиск, який виникає при неусталеному русі рідини суттєво залежить від внутрішньої структу-ри потоку. Сюди відносять такі критерії, як розподіл швидкостей в живому перерізі потоку, режим течії та інше. Від них залежать втрати енергії на тертя, а також стійкість ламінарного режиму течії. Отримані результати досліджень дозволяють визначати ці величини і врахову-вати їх вплив на процес розвитку неусталеної течії рідини.


64

УДК 532.54.013.2 Р.М. Гнатів к.т.н., доц. НУ Львівська політехніка, м. Львів, Україна

ДОСЛІДЖЕННЯ МІСЦЕВИХ ОПОРІВ ПІД ЧАС НЕУСТАЛЕНОЇ ТЕЧІЇ РІДИНИ У ТРУБОПРОВОДАХ

До теперішнього часу у вивченні місцевих опорів при неусталених режимах течії рідини

зроблені тільки перші спроби теоретичного аналізу. Також існує дуже мало експерименталь-них робіт, до того ж практично немає відомостей про динаміку швидкісної структури потоку. Останні обставини пов’язані із значними складностями при вимірюванні величин.

Неусталений рух в прямих циліндричних трубопроводах (при жорсткій задачі) прийня-то розв’язувати за рівнянням Д. Бернуллі

(1)

де γРΔ

- п’єзометричний перепад напору; g

v

d

Lh нуL

D 2

2

⋅⋅= λ - миттєвий перепад, витрачений

на подолання механічних втрат; ih - інерційний напір; v - миттєва середня швидкість в пе-

рерізі. При визначенні інерційного напору деякі дослідники пропонують користуватися фор-

мулою:

dt

dv

g

Lds

S

St

v

gh oo

i ⋅⋅≡⋅⋅= ∂∂ αα 2

1

, (2)

де oα - коректив кількості руху;

12 SSL −= - довжина контрольного відрізка. При наявності місцевих опорів рух потоку характеризується різкою нерівномірністю на

відносно коротких ділянках, в результаті чого не можна користуватися рівнянням енергії (1), отриманим для плавнозмінного руху рідини.

В даній роботі досліджено характеристики витратомірних жиклерів з різними діаметра-ми робочих отворів і встановлено зв'язок між витратою і перепадом тиску на них при неуста-леній течії рідини.

УДК 536.3: 535.34:614.838.441 А.Г. Виноградов, к. ф.-м. н., доц. Академия пожарной безопасности им. Героев Чернобыля, г. Черкассы, Украина

ПОГЛОЩЕНИЕ ЛУЧИСТОГО ТЕПЛОВОГО ПОТОКА В РАСПЫЛЕННОЙ

ВОДЯНОЙ СТРУЕ Для экранирования лучистых тепловых потоков достаточно часто применяются распылен-

ные водяные струи плоской формы (водяные завесы). Наиболее часто это средство применяется как профилактическое противопожарное устройство, а также используется работниками пожар-ной охраны во время тушения пожаров. Однако до настоящего времени отсутствуют надежные

,iDL hhР +=Δγ


65

данные о влиянии параметров водяной завесы на ее экранирующие свойства и соответствующие расчетные методы, что снижает эффективность применения данного средства.

Работа является логическим продолжением предыдущего исследования [1]. На основе по-лученных в [1] результатов (численные расчеты коэффициента пропускания сферической каплей воды лучистого теплового потока) выполнены соответствующие расчеты для водяной завесы в целом. С этой целью выполнена регрессионная обработка полученных в [1] численных резуль-татов и получена аналитическая функция зависимости коэффициента пропускания от диаметра капли и от температуры источника теплового излучения. Построена математическая модель, на основе которой выполнены количественные расчеты коэффициентов пропускания для водяных завес в целом. По результатам расчетов построены графические зависимости коэффициентов пропускания водяных завес от их основных параметров, и на основе их анализа сделаны выводы относительно возможных методов повышения эффективности экранирования водяными завеса-ми лучистых тепловых потоков. В частности, теоретически исследован вопрос о влиянии на ко-эффициент экранирования таких параметров водяной завесы, как средний диаметр и концентра-ция капель, толщина завесы, эффективная температура очага пожара. Сделана оценка критиче-ских пределов указанных параметров, при выходе за которые применение водяной завесы в ка-честве теплового экрана становится малоэффективным. Для теоретического анализа в качестве первичного излучения используется электромагнитное излучение ближнего инфракрасного диа-пазона, которое соответствует тепловому излучению абсолютно черного тела при типичных температурах очага пожара (800 K – 1800 К).

На основе результатов данного исследования сформулированы практические рекомен-дации работникам пожарной охраны с целью выбора наиболее рациональных режимов фор-мирования водяных завес при экранировании лучистых тепловых потоков за счет изменения указанных выше параметров (средние диаметр и концентрация капель, толщина завесы) при заданной величине расхода воды. Литература 1. Виноградов А.Г. Поглощение лучистого теплового потока в сферической капле воды / А.Г. Виноградов // Тезисы докладов XVІІ Международной научно-технической конференции «Гидроаэромеханика в инженерной практике – 2012». – Киев-Черкассы, 2012. – с. 17.

УДК 681.121 І.В. Коробко к.т.н., доц.., А.В. Писарець к.т.н., ас. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

МОДЕЛЮВАННЯ РОБОТИ ГІДРОДИНАМІЧНИХ ВИМІРЮВАЛЬНИХ

ПЕРЕТВОРЮВАЧІВ ВИТРАТИ ТА КІЛЬКОСТІ ПАЛИВНО-ЕНЕРГЕТИЧНИХ РЕСУРСІВ

У багатьох промислових і технічних процесах в сферах енергетичного машинобудування,

медицини, фармакології, приладобудування та інших вимагається вимірювати миттєві та інте-гральні значення витрати у нестаціонарних потоках, характерні часу котрих лежать у діапазоні одиниць мілісекунд. Це визначає необхідність створення приладів і систем вимірювання витрати ПЕР з високими метрологічними і експлуатаційними характеристиками.

Аналіз існуючих методів та приладів вимірювання витрати показує, що для вимірюван-ня високодинамічних потоків за технічними характеристиками найбільш підходящими є гід-родинамічні (ГД) вимірювальні перетворювачі витрати рідин (ВПВР).

Принцип дії ГД ВПВР базується на залежності величини руху (переміщення або коли-вання) чутливого елементу (ЧЕ), який розміщено у потоці вимірюваного середовища, від ве-личини гідродинамічного натиску цього потоку. Такі ВПВР мають ряд переваг, основними


66

серед яких є: висока точність та широкий діапазон вимірювання; високі швидкодія, надійність та повторюваність результатів вимірювання; вимірювання масової витрати; кон-структивна простота; зручність обслуговування; незалежність показань від статичного тиску у трубопроводі.

Процес створення ГД ВПВР ПЕР включає в собі цілий ряд етапів, які пов’язані із проек-туванням, виготовленням і випробуванням, як окремих елементів так і всього приладу чи си-стеми в цілому. Традиційним шляхом розв’язання поставлених задач є емпіричний метод з проведенням великої кількості експериментальних досліджень макетних зразків, що пов’язано з великими матеріальними та часовими затратами

Ефективне розв’язання таких задач можливе за рахунок створення комп’ютерних си-стем проектування приладів з оптимальними конструктивними параметрами, які б розв’язували проблеми побудови високоефективних вимірювальних комплексів з високими метрологічними та експлуатаційними показниками. Базою для створення таких систем явля-ються математичні моделі взаємодії потоків ПЕР з ЧЕ ГД ВПВР.

Комп’ютерне моделювання роботи ГД ВПВР дозволяє розв’язувати такі задачі: пе-ревірка гіпотез про дію тих чи інших фізичних факторів на ефективність процесу вимірюван-ня витрат і кількості; визначення метрологічних характеристик; визначення впливу різних фізичних факторів на метрологічні характеристики ГД ВПВР; на основі дослідження одного ГД ВПВР здійснити розв’язання цілого класу задач, які мають однакові або подібні математичні описи; уточнення математичних моделей і розрахункових алгоритмів; визначення сприятливих технологічних режимів функціонування ГД ВПВР та створення інженерних методів і ро-зрахунків; оптимізація конструктивних параметрів ГД ВПВР; постановка обчислювальних експериментів із візуалізацією процесів на екрані комп’ютера.

Доповідь направлена на висвітлення розробленої методики моделювання ГД ВПВР та результатів віртуального моделювання конкретних ГД ВПВР.

УДК 621.039.55 П.А. Пономаренко к.т.н., С.С. Безотосный ведущий инженер ИР-100, асп. Севастопольский национальный университет ядерной энергии и промышленности, г. Севастополь, Украина

К ВОПРОСУ ГЕНЕРАЦИИ ВТОРИЧНОГО ЯДЕРНОГО ТОПЛИВА В АКТИВНОЙ ЗОНЕ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО РЕАКТОРА ИР-100

В ходе эксплуатации любой ядерной установки происходит деление изначально загру-

женного уранового топлива. В результате деления одного ядра уранового топлива выделяет-ся энергия Е=200 МэВ и 2,44 нейтронов. Для поддержания постоянного числа нейтронов и энергии во времени необходим только один нейтрон на деление, а 1,44 нейтронов избыточ-ны. Избыток нейтронов поглощает 238U, которого в активной зоне значительно больше чем 235U, и образуется 239U который, распадаясь, приводит к образованию вторичного ядерного топлива, в том числе и 239Pu. Изменение состава делящихся материалов оказывает влияние на запас реактивности и величину эффективной доли запаздывающих нейтронов βэф, потому что физическая доля запаздывающих нейтронов от деления 239Pu βфиз=0,0021, а физическая доля запаздывающих нейтронов от деления 235U βфиз=0,0064.

Эффективная доля запаздывающих нейтронов является важнейшим параметром, опре-деляющим ядерную безопасность реактора, как при его проектировании, так и на всех этапах его эксплуатации. При высвобождении в ядерном реакторе реактивности р≥βэф наступает со-стояние мгновенной критичности [1], реактор становится не управляем и происходит ядер-ная авария. Поэтому в [2] указывается, что если величина возможного разового высвобожде-


67

ния реактивности р превышает 0,7βэф, то внесение такой положительной реактивности долж-но быть обязательно шаговым, причем, величина реактивности, высвобождаемой одним ша-гом, не должна превышать 0,3βэф (ρшаг ≤0,3βэф). Если предусматривается непрерывное вы-свобождение реактивности во времени, то скорость внесения положительной реактивности dρ/dt не должна превышать 0,07βэф за 1 секунду (dρ/dt≤0,07βэфс

-1). Как известно βэф= βфиз·γ [3], где γ – ценность запаздывающих нейтронов.

Из сказанного выше, становится очевидным, что величина βэф играет роль единицы условия ядерно-безопасной эксплуатации или достижения ядерной опасности реактора (со-стояния мгновенной критичности). С точки зрения метрологии, как науки, эта единица должна быть постоянной, так как через нее, как и любую другую единицу измерения, долж-ны решаться два основополагающих принципа метрологии: единство измерений и измерение с заданной точностью. В связи с появлением вторичного ядерного топлива, возникает усред-ненная по активной зоне доля запаздывающих нейтронов, а следовательно, и запас до ядер-ной безопасности становится другим. То есть переменным в процессе эксплуатации, а чтобы его знать, необходимо контролировать выгорание ядер первичного и образование ядер вто-ричного ядерного топлива.

Доклад посвящен определению числа ядер вторичного ядерного топлива в активной зоне исследовательского реактора ИР-100 в любой момент компании, если состав первично-го ядерного топлива известен. Литература 1. Саркисов А.А., Пучков В.Н. Физика переходных процессов в ядерных реакторах. М., Энергоатом-издат, 1983, стр. 97. 2. Правила ядерной безопасности исследовательских реакторов (ПБЯ-03-75). М., Гоатомнадзор СССР, 1975, ст. 3.3.7. 3. Бартоломей Г.Г., Бать Г.А. и др. Основы теории и методы расчета ядерных энергетических реакто-ров. М., Энергоатомиздат, 1989. УДК 62-592.52 А.И. Сафонов к.т.н., доц., П.Р. Бартош к.т.н., доц. Белорусский национальный технический университет, г.Минск, Республика Беларусь

АВТОМАТИЧЕСКАЯ СИСТЕМА УПРАВЛЕНИЯ ТОРМОЗНЫМ ПРИВОДОМ

ТРОЛЛЕЙБУСА

В троллейбусе, как известно, управление рабочей (РТС) и вспомогательной (торможе-ние двигателем) тормозными системами осуществляется одной педалью, при этом сущест-вуют режимы их совместного использования. Очевидно, что без алгоритма согласования действий этих систем процесс замедления троллейбуса не всегда будет эффективным, а его параметры оптимальными. В этой связи наиболее перспективными представляются алгорит-мы управления процессом торможения, основанные на принципах работы антиблокировоч-ной системы (АБС), т. е. оценивающие величину скольжения колес. Однако, в существую-щих аналогах функции АБС не распространяются на вспомогательную тормозную систему (ВТС) и отсутствует алгоритм совместной работы стандартной АБС и ВТС. Очевидность данной проблемы подтверждается результатами испытаний троллейбуса производства «Бел-коммунмаш». Исследования показали, что при совместном использовании двух систем на-блюдается резкое уменьшение угловой скорости и последующее блокирование ведущего ко-леса через 2 с после начала торможения, продолжающееся, несмотря на "активные действия" АБС, до полной остановки троллейбуса.


68

Одним из вариантов решения данной проблемы может являться либо полное отключе-ние ВТС при экстренном торможении, либо создание двигателем такого тормозного момен-та, который бы полностью компенсировался инерционностью вращающихся деталей транс-миссии. В этом случае момент, подводимый к ведущим колесам от двигателя, будет близок к нулю, а рабочая тормозная система и АБС самостоятельно выполнят требования по эффек-тивности торможения. Работающий же двигатель, управляемый в соответствии с определен-ным алгоритмом, очевидно, позволит разгрузить рабочие тормозные механизмы, а также обеспечить возможность рекуперативного торможения в современных троллейбусах. В этой связи логично создать единую систему управления ВТС и АБС и согласовывать при этом значение давления в тормозных камерах со значением момента двигателя, что повысит про-цент использования двигателя, особенно при интенсивных режимах торможения.

Для анализа подобного варианта были использованы разработанные математическая модель динамики торможения троллейбуса, схема и алгоритм управления системой, а также проведен ряд теоретических и экспериментальных исследований. В ходе теоретических ис-следований предварительно определялись работоспособность алгоритма управления процес-сом торможения, а также оптимальные, вводимые при настройке значения внутренних пара-метров системы. Дальнейшие лабораторные и дорожные испытания троллейбуса модели 321 производства «Белкоммунмаш» имели своей целью решение ряда вопросов, основными из которых являлись: определение показателей эффективности торможения с помощью ВТС и РТС, в том числе оборудованной АБС; исследование взаимодействия и взаимного влияния ВТС, РТС и АБС при их совместном использовании; оценка степени адекватности математи-ческих моделей реальному объекту; оценка эффективности разработанной системы, в том числе в соответствии с требованиями правил ЕЭК ООН № 13.

В ходе исследования взаимного влияния ВТС, РТС и АБС была экспериментально под-тверждена необходимость согласования в их действиях. Так при использовании штатной АБС, управляющей только РТС, не блокируются только ведомые колеса (рис. а). У ведущих же колес за счет неуправляемого тормозного момента двигателя наблюдаются продолжи-тельные периоды блокировки уже через 0,5 с после начала торможения.

а б Скорости ведомых и ведущих колес троллейбуса при торможении на снегу с использованием тра-

диционной АБС (а) и с использованием разработанной системы (б)

При испытаниях разработанной системы анализировалась ее работа в двух режимах. Алгоритм работы системы, предусматривающий индивидуальное регулирование колес, при этом оставался неизменным. Величина скольжения каждого колеса определялась на основа-нии наибольшей из скоростей колес, полученных в результате опроса. В ходе первого режи-ма принудительно отключался тормозной привод одного из ведомых колес. Очевидно, в этом случае текущая скорость этого колеса соответствует действительной скорости троллейбуса. Это позволило отработать ту основную часть алгоритма, которая непосредственно согласует

ведущие

ведущие

ведомые


69

действия РТС и ВТС, отбрасывая известную проблему по определению действительной ско-рости. Как следует из рис. б, наблюдается циклический режим работы системы без блокиро-вания колес даже на снежном покрытии вплоть до минимальной скорости троллейбуса (≈ 6 км/ч), ниже которой АБС не работает. Скольжение колес при этом дважды кратковременно (в течение 0,1 с) составляло 45-50 %. Значения установившегося замедления в ходе испыта-ний были достаточно высокими и для соответствующих покрытий составляли 6,4 м/с2 для асфальта и 1,5 м/с2 для снега. Таким образом, очевидна работоспособность предложенной системы и ее качественное преимущество по сравнению с традиционной АБС.

При определении количественных показателей эффективности (замедление и коэф-фициент реализуемого сцепления) применялся второй режим испытаний, отличающийся от первого реальными условиями эксплуатации тормозного привода. Результаты этих испыта-ний показали следующее. Согласно требованиям правил ЕЭК ООН № 13 тормозная система троллейбуса оборудована разработанной АБС, управляющей не только рабочей но и встро-енной (вспомогательной) тормозными системами, при этом обеспечивается: установившееся замедление 6,4 м/с2 на асфальте при минимально допустимом 4 м/с2; циклическая работа АБС; значение коэффициента реализуемого сцепления для разных дорожных покрытий больше 0,75.

Таким образом, результаты проведенных исследований показали: работоспособность предложенного алгоритма управления ВТС, РТС, АБС, обеспечивающего нормативные по-казатели эффективности; повышение качества процесса торможения, протекающего при оп-тимальных значениях скольжения колес, что в свою очередь сохраняет высокую устойчи-вость троллейбуса при торможении в любых дорожных условиях; хорошую согласованность действий ВТС, РТС, АБС, а также необходимость и возможность объединения этих систем в единую систему управления процессом торможения.

УДК 62.005.51-192 І.І. Заліско асп., І.І.Назаренко, д.т.н. проф., Київський національний університет будівництва і архітектури, м. Київ, Україна

НАДІЙНІСТЬ ПОВОРОТНИХ ПЛАТФОРМ АВТОМОБІЛЬНИХ КРАНІВ

Надійність роботи автомобільного крану в значній мірі визначається надійністю скла-дових його частин, серед яких одною із головних являється опорно – поворотний пристрій, який працює в умовах випадкового режиму навантаження змінних частот, температур і агре-сивності оточуючого середовища. Випадковому процесу навантаження на опорно – поворот-ний пристрій властиві: нерегулярність, перевантаження, змінна швидкість деформування, раптові і часті зупинки.

Теоретичні дослідження ставлять за мету пошуку аналітичних залежностей для оцінки вірогідності безвідмовної роботи вузлів і деталей поворотних платформ автокранів, враху-вання статистичних оцінок показників надійності. Експериментальні дослідження грунту-ються на збиранні статистичних даних про напрацювання на відмову із подальшою оброб-кою цих результатів. Об´єм випробувань, необхідний для визначення показників надійності поворотних платформ автокранів здійснювався шляхом: 1)форсування режимів; 2)оцінки на-дійності за малим числом чи відсутністю відмов; 3)скорочення числа зразків за рахунок збі-льшення тривалості випробувань; 4)використання різнорідної інформації про наявність дета-лей та вузлів поворотних платформ автокранів. Крім того, об´єм випробувань був скороче-ний за допомогою наукового планування експерименту, а також підвищенням точності вимі-рювань.

За результатами досліджень розроблений алгоритм та запропонована методика оцінки надійності поворотних платформ автомобільних кранів, та здійснено її реалізація на практиці.


70

УДК 533.6.08 В.М. Турик к.т.н., доц., Д.Є. Милюков асп. НТУУ «Киевский политехнический институт», г.Киев, Украина

О СТРУЙНОМ УПРАВЛЕНИИ СТРУКТУРОЙ ТЕЧЕНИЯ В ТУПИКОВОЙ ЗОНЕ ВИХРЕВЫХ КАМЕР

Конечной целью практически любого исследования, в том числе направленного на изу-

чение гидромеханических явлений в вихревых камерах (ВК) технических устройств различ-ного назначения, является разработка способов управления кинематическими характеристи-ками течения рабочей среды для возможности эффективного управления процессами пере-носа массы, импульса и энергии. В ряде известных работ по изучению кинематики потоков в тупиковой зоне ВК, а также анализу условий формирования в ней когерентных вихревых структур (КВС) установлено, что структура течения здесь имеет организованный характер, т.е. состоит из системы подвложенных одна в другую КВС, взаимодействующих между со-бой определенным образом. В результате получены данные по кинематике и топологии наиболее энергонесущих образований в потоке: спиралеобразной пристеночной КВС типа «усы» и КВС типа «центрального квазитвердотельного торнадоподобного вихря» (ЦКТВ), распространяющегося по центру цилиндрической ВК от глухого торца к выходу из камеры. Установлено, что вихревое образование ЦКТВ является продуктом взаимодействия других, уже известных нам вихревых структур в тупиковой зоне ВК. В настоящем исследовании де-лается попытка организовать систему управления структурой течения путем эжекции и при-нудительного вдува дополнительного количества газо-образной рабочей среды через торце-вое сопло в КВС тупиковой области ВК. Исследования проводились на ВК при глубине рас-положения торца 4,4 калибра цилидрической части камеры с сосредоточенным танген-циальным подводом воздуха. В ходе экспериментов выяснено, что КВС ЦКТВ способна эжектировать определенное количество рабочей среды и, тем самым, качественным образом влиять на структуру течения в тупико-вой части ВК. Измеренные поля распределения осевой компоненты скорости свидетельствуют о сохранении общей формы КВС ЦКТВ и измене-нии ее интенсивности сообразно управляющему воздействию. Представленный теоретиче-ский анализ интегральных характеристик струйного воздействия на структуру течения осно-ван на некоторой аналогии с процессами, происходящими в эжекторах, и распространён на случай инжекции. Полученные экспериментальные данные систематизированы и обобщены в виде зависимостей для оценки коэффициента использования кинетической энергии ЦКТВ и управляющей струи при их смешении.

УДК 69.002.5 І.І. Назаренко д.т.н., проф., А.Т. Свідерський к.т.н., доц., М.М. Ручинський к. т. н., доц., О.П. Дєдов к.т.н., доц. Київський національний університет будівництва і архітектури, м. Київ, Україна

ДИНАМІКА РЕЗОНАНСНИХ МАШИН ТЕХНОЛОГІЧНОГО ПРИЗНАЧЕННЯ

Вібраційні машини із гармонійним зарезонансним режимом руху потенційно себе виче-рпали. Обумовлюється це тим, що машини цієї групи є енергозатратними і пошук підвищен-ня їх ефективності не має сенсу. Більш ефективними є машини, створені на основі застосу-вання ефекту резонансу, який дає можливість значно зменшити енергоємність робочого про-цесу. Теорія робочого процесу лінійних резонансних машин достатньо розроблена. Однак


71

утримання режиму в зоні, що є близькою до резонансу (співвідношення частот вимушених і власних коливань в межах 0,95-0,97) є проблемою, оскільки навіть незначні коливання роз-рахункових пружно-інерційних характеристик (пружних зв’язків та мас) можуть привести до виходу із режиму і, як наслідок, невідповідності заданого технологією амплітудно-частотного спектру коливань.

Рішення проблеми використання ефекту резонансу можливе за рахунок застосування нелінійних систем. В нелінійних системах проявляється багаторежимність у вигляді основ-ного, субрезонансного і суперрезонансного режимів, що формуються на основі вільних ко-ливань системи, які підтримуються зовнішньою вимушеною силою.

В роботі досліджено амплітудно-частотні характеристики таких вібросистем на прикла-ді вібромашини з обмежниками коливань, що відносяться до вібраційно-ударних вібросис-тем. Амплітудно-частотна характеристика такої резонансної системи є пологою і значно менш чутливою до зміни своїх параметрів за умов коливань зовнішнього навантаження. До-слідження здійснено на дво-, три-, і чотиримасних віброударних резонансних машинах. Ви-значені зони стійкого режиму руху. Суттєвою відмінністю структурної організації такої сис-теми є будова та реалізація спільного руху мас вібросистеми із акумуляцією енергії завдяки цілеспрямованого використання синфазного та протифазного руху мас вібромашини. Дру-гою складовою відмінності у порівнянні із існуючими, є методологія врахування оброблюва-ного середовища із внесенням в робочий процес окрім основної і високочастотних складових в загальний рух системи.

Досліджені режими руху перевірені на експериментальних установках – резонансній для формування фундаментних блоків та ущільнення ґрунтів в стислих умовах. Перевірка експериментальним шляхом результатів досліджень підтвердила адекватність прийнятих мо-делей вібросистем їх реальним умовам роботи. Встановлені закономірності дозволили сфор-мувати основні положення розрахунку подібного класу машин та визначити напрямки їх проектування. УДК 625.5 Н.В. Семинская1 к.т.н., ст. викл., О.М. Яхно1 д.т.н., проф., Д.В. Колесников2 ст. викл 1 - Национальный технический университет Украины «КПИ», г. Киев, Украина 2 – Академия пожарной безопасности имени Героев Чернобыля, г. Черкасы, Украина

ТЕЧЕНИЕ ВЯЗКОЙ ЖИДКОСТИ В ОБЛАСТИ ВНЕЗАПНОГО СУЖЕНИЯ

Исследования основных закономерностей двумерного течения реальной жидкости в

области внезапного сужения проводилось экспериментально на стенде, конструкция которо-го позволяля производить замеры поля скоростей, давлений и напряжений в зоне сужения потока. При исследовании исходили из точки зрения, что в области сопротивления двумер-ное течение следует рассматривать на трех участках: предначальном, участке перехода от одного сечения к другому и начальном участке.

При моделировании течения была получена зависимость для определения потерь дав-ления pΔ .

В ходе эксперимента получены кривые распределения давления по длине канала для случая внезапного сужения потока, при его сжатии равном 0,34 (жидкость - вода), а так же при течении одного раствора ПВС и сжатии потока равном 0,34. Обнаружено, что величина давления принимает экстремальное значение в области боковой стенки, в непосредственной близости перед сужением (по оси x). Подобная картина имеет место и за плоскостью внезап-ного сужения, где величина давления быстро восстанавливается.


72

Анализ полученных кривых подтвердил справедливость выведенной ранее зависимости 2

' 1 2( )

2

u up χ ρ −Δ = , где 'χ - корректирующий параметр, являющейся функцией

'1 2 5( , , )S S Sχ ϕ= . 1 2 5, ,S S S реологические свойства жидкости, а для степенной жидкости

Освальда де Виля '1 2 5( , , , )S S S nχ ϕ= .

Проведя ряд преобразований с учетом анализа экспериментальных кривых оконча-тельно получили аналитическую зависимость, которая связывает величину давления в лю-бом сечении потока в области местного сопротивления с экстремальными значениями давле-ния характерными для рассматриваемого случая, а также позволяет дать полную физическую трактовку параметру 'χ . УДК 621.928.9 В.А. Батлук1 д.т.н., А.В. Ляшеник2, М.В. Басов2, 1 - НУ «Львівська політехніка», м. Львів, Україна 2 - Державний університет безпеки життєдіяльності, м. Львів, Україна

РЕЗУЛЬТАТИ МОДЕЛЮВАННЯ ПРОЦЕСІВ У ВІДЦЕНТРОВО-ІНЕРЦІЙНИХ

ПИЛОВЛОВЛЮВАЧАХ

Щоб мати можливість приймати будь які конкретні заходи щодо усунення тих або інших джерел забруднення біосфери, потрібно насамперед виявити їх і встановити зв'язок між забрудненням і його наслідками. Без цього не можна зрозуміти явища й тим більше вжити заходів до його припинення.

Значимість проблеми зумовлена відсутністю завершеної наукової теорії процесу пилоочищення, яка б відповідала вимогам до ступеня очистки повітря від пилу.

Для підготовки розрахунку в програмі твердотільного моделювання ,для вивчення фі-зичного змісту процесів, які відбуваються у запропонованому нами апараті та для обґрунту-вання вибору параметрів експериментальних досліджень нами була побудована трьохмірна кінцево-елементна модель пиловловлювача., для якої методом кінцевих елементів (МКЕ) ви-рішена система рівнянь Нав’є-Стокса для турбулентної течії повітря. З цією метою побудо-вана геометрична модель із урахуванням тих геометричних параметрів апарату, які були ви-значені нами.

Дослідження проводили для різноманітних напрямів та швидкостей обертання жа-люзійного відокремлювача. Вивчали рух повітряних потоків, розподіл значення швидкостей повітряного потоку та значення статичного тиску у плоскому перерізі апарата.Обертання жа-люзійного відокремлювача приводить до симетричного розподілу повітряних потоків у апа-раті. У проміжку між жалюзійним відокремлювачем та зовнішньою стінкою апарата ство-рюється додатковий потік, основне призначення якого полягає у протидії радіальному сто-кові. Якщо проаналізувати траєкторії руху повітряних потоків у циклоні (рис.2-6) приходи-мо до висновку, що при обертанні жалюзійного відокремлювача в циклоні створюються більш симетричні поля швидкостей та більш симетричний розподіл статичного тиску у плос-кому перерізі апарата. Це створює умови для підвищення ефективності процесу очищення.

Беручи до уваги результати, які представлені, приймаємо рішення про доцільність ви-готовлення конструкції сепаратора з жалюзійним відокремлювачем, який обертається назустріч рухові повітряних потоків у вхідному патрубку. Оптимальне значення кутової швидкості обертання буде визначено при проведенні експериментальних досліджень ефек-тивності новоствореного апарата.


73

УДК 621.891 В.Н. Шмаров д.т.н., проф., В.Ф. Лабунец к.т.н., проф., В.А. Тит инж., Национальный авиационный университет, г. Киев, Украина

ВОССТАНОВЛЕНИЕ ТРУЩИХСЯ ДЕТАЛЕЙ АВИАЦИОННЫХ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ АГРЕГАТОВ

Современная авиационная техника оснащина сложными гидроагрегатами выполняю-

щими определенные функции, от степени работоспособности которых зависит ее надеж-ность, долговечность и безопасность полетов. В свою очередь, работоспособность гидроаг-регатов и гидроаппаратуры в основном зависит от безотказного функционирования названых сопряжений, включающих различные по конструкции и назначению пары трения. Топлив-ные и гидравличные агрегаты применяються для автоматической подачи топлива и смазки в двигателях, поддержания или изменения давления в системе, регулирования производитель-ности насосов и управления гидравлическими силовыми агрегатами. Наибольшее число отказов топливно-гидравлических агрегатов и гидроаппаратуры вызвано поверхностными физико-химическими процессами, такими как коррозия, эрозия, но, в осно-вном изнашиванием. Так, например, анализ отказов различных видов пневмо-гидроаппаратуры (более 150 тыс. случаев) показал, что их основной причиной явились раз-личные виды изнашивания -70%, коррозия -25%, другие виды повреждений -5%.

В связи с этим установления причин потери работоспособности сопряженных пар гид-роагрегатов и поиск путей повышения их надежности и долговечности является актуальным.

Установлено, что для деталей гидроагрегатов авиационной техники характерны следу-ющие виды изнашивания: абразивное, механическое, окислительное, коррозионно-механическое, усталостное, гидроэрозионное схватывание и фреттинг-коррозия. Каждый из этих видов изнашивания развивается в определенных условиях, имеет характерные внешние и структурные признаки, а также последствия для работоспособности сопряженных пар тре-ния. Все эти виды изнашивания могут быть как ведущими, так и сопутствующими. Так, на-пример, для башмака гидронасоса НП 92 в некоторых случаях абразивное изнашивание яв-ляется сопутствующим, а ведущим-механохимическое. Опоры шестеренчатых насосов типа НШ 39-100 подвержены фреттинг-коррозии.

Установления основных видов изнашивания деталей авиационных гидроагрегатов и ме-ханизма их развития-это предпосылка разработки методов повышения их износостойкости.

Для обеспечения работоспособности и восстановления изношеных деталей авиацион-ных гидроагрегатов предложены методы поверхностного упрочнения. УДК 621.647.23 О.М. Яхно д. т. н., проф., К.О. Луговська інж, М.С. Шидловський к.т.н., доц., А.І. Зілінський студ. НТУ України «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

ДОСЛІДЖЕННЯ ТРИВАЛОГО УЛЬТРАЗВУКОВОГО КАВІТАЦІЙНОГО ВПЛИВУ НА МІЦНІСТЬ ТКАНИННИХ МАТЕРІАЛІВ

Тканини широко використовуються як в побуті, так і в різних галузях промисловості.

Широке застосування виробів з тканинною основою вимагає вирішення перш за все, питань, пов’язаних з міцністю матеріалів та її зміною при багаторазовому очищені від забруднення.


74

Для очищення тканин перспективним є використання ультразвукової кавітації. Метод ультразвукового кавітаційного очищення еластичних тканинних поверхонь, як і метод тра-диційного механічного барабанного очищення, поступово руйнує структуру тканини. В літе-ратурі відомі результати порівняльного дослідження втрати тканиною міцності при кавіта-ційній та механічній барабанній обробці на протязі 30 годин. Авторами були продовжені експериментальні дослідження з метою з’ясування зміни міцності тканини при більш трива-лому кавітаційному впливі. Для цього проводилася кавітаційна обробка різних тканин на протязі 77 годин (154 цикла прання).

Отримані результати, перш за все, підтверджують висновки попередніх досліджень. Втрата міцності тканинами при кавітаційному та механічному очищенні продовжується при збільшенні часу обробки. Підтверджено, що початкова міцність тканин від різних виробників суттєво відрізняється, що свідчить про порушення технологій отримання тканин на деяких виробництвах. Показано, що зразки з ситцю при тривалому очищенні найбільш стрімко втрачають міцність. Ситцем за час кавітаційної обробки було втрачено 45% міцності. В той же час хлопок показав незначне руйнування і падіння міцності. По відношенню до ситцю - лише 8%.

Незвичайні властивості були виявлені при дослідженні батисту. На відміну від інших тканин, батист не втрачає, а навіть збільшує свою міцність на протязі всього часу обробки. За 77 годин ультразвукової кавітаційної обробки міцність батисту зросла на 33%. Цей результат можна пояснити тим, що під час ультразвукової кавітаційної обробки відбувається ущіль-нення структури волокон. Отримані результати підтверджують доцільність застосування для очищення еластичних поверхонь тканинного походження явища ультразвукової кавітації. Отримані результати по батисту можуть бути використані при створенні нових перспектив-них технологій в легкій промисловості.


75

СЕКЦІЯ 4 Прогресивна техніка і

технологія машинобудування

УДК 62-50:658.564:621.924 Ю.В. Петраков1 д.т.н., проф., А.М. Клавак1 студ., А.І. Шевчук2, инж. 1-НТУ Украины «Киевский политехнический институт», г. Киев, Украина 2-ДП «Абпланалп Украина», г. Киев, Украина

УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ РЕЗАНИЯ НА СТАНКАХ С ЧПУ С

ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ САМ-СИСТЕМ

Современное многономенклатурное машиностроительное производство невозможно представить без использования станков с ЧПУ, которые легко обеспечивают необходимую гибкость, быстрый переход на изготовление другой детали. Кроме того, постоянное услож-нение формы деталей, вызванное стремлением конструкторов повысить их функциональ-ность в машине, делает изготовление таких деталей на обычном универсальном оборудова-нии просто невозможным.

Существенное усложнение задач обработки на станках с ЧПУ привело к появлению специальных компьютерных систем CAM (Computer Aided Manufacturing). Главной задачей таких систем было обеспечение автоматизации проектирования траекторий формообразую-щих движений, т.е. получение формы детали, спроектированной в CAD системе (Computer Aided Design). Причем, автоматически спроектированная управляющая программа в основ-ном содержит код G01, что соответствует линейной интерполяции траекторий, не зависимо от их формы. Назначение режима резания (скорости, глубины резания и подачи) полностью отдано на выбор технолога-программиста, причем возможность изменения режима резания при выполнении обработки отсутствует. Специальные опции, имеющиеся в некоторых САМ системах фактически не выполняют задекларированных функций.

Следует отметить, что проектирование управляющих программ с использованием стан-дартных циклов широко применяется производителями металлообрабатывающих станков с ЧПУ и представляется в инструкциях оператора-программиста. Такой подход, к сожалению, также не предусматривает возможности управления режимом резания.

На кафедре технологии машиностроения НТУУ «КПИ» разработана новая методика управления процессом резания при обработке деталей на станках с ЧПУ через известные САМ системы.

Процесс технологической подготовки управляющих программ для станков с ЧПУ с по-мощью интегрированных CAD/CAM-систем состоит в основном из двух этапов: проектиро-вания чертежа детали, заготовки в CAD системе и автоматизированное проектирование управляющей программы в САМ системе с последующей трансляцией через постпроцессор соответствующего станка. Как показал проведенный анализ, созданная таким образом про-грамма не обеспечивает выполнения трех главных требований которые предъявляются к лю-бому процессу обработки резанием: 1) стабилизация условий обработки по формообразую-щей траектории, 2) оптимизация процесса, 3) коррекция формообразующей траектории.

Поскольку для большинства деталей, особенно сложной формы, процесс резания явля-ется существенно нестационарным вследствие изменения условий обработки вдоль формо-образующей траектории, главной задачей является стабилизация, которая должна выпол-няться путем управления подачей. Кроме того, все исходные данные при проектировании


76

управляющей программы (форма заготовки, детали, инструмент и система координат фор-мообразования) заранее известны, что позволяет использовать метод управления на основе априорной информации.

Таким образом, предлагается новая структурно-логическая схема проектирования управляющей программы (рис.1), которая решает поставленную задачу. Проектирование вы-полняется как и в традиционном варианте с помощью интегрированной CAD/CAM, в резуль-тате чего формируется файл управления, который содержит информацию как о координатах формообразующего движения, так и о подаче, т.е. скорости перемещения по формообразу-ющей траектории. Причем, поскольку постоянная величина подачи задается технологом-программистом на основании опыта, рекомендаций фирмы-изготовителя инструмента или справочников, задача стабилизации остается не решенной. Далее производится трансляция файла управления через выбранный постпроцессор, который преобразует файл CLDATA в G-коды и передача управляющей программы на станок с ЧПУ.

Интегрированная

CAD/CAM система

Моделирование срезания припуска

Управляющая программа

Формообразующие координаты

Подача

Файл управления подачей

Модуль согласования Новая УП в G-кодах

Файл управления CLDATA Постпроцессор

Рис. 1. Структурно-логическая схема проектирования управляющей программы Параллельно традиционной структуре подключаются специальные модули, первым из

которых является модуль моделирования процесса срезания припуска. Этот модуль исполь-зует в качестве исходной информации геометрическую информацию CAD-части интегриро-ванной системы и по специально разработанной процедуре выполняет моделирование, в ре-зультате которого автоматически определяются параметры срезаемого слоя припуска (стружки) в 3D измерении и формируется файл управления подачей, приводящий к стабили-зации этих параметров по формообразующей траектории. Модуль согласования, используя информацию созданной управляющей программы в G-кодах, заменяет в каждом кадре управляющей программы значение подачи на рассчитанное так, чтобы выполнялось согласо-вание геометрических координат управляющей программы с цифровым массивом величин подачи, сформированным в процессе моделирования.

Таким образом, автоматически формируется новая управляющая программа в кодах, ко-торая обеспечивает стабилизацию режима резания по формообразующей траектории.

Выводы 1. Экспериментальные исследования подтвердили, не смотря на воспроизведение заданной геометрической формы детали, полное отсутствие управления процессом резания при использо-вании интегрированных CAD/CAM систем и инструкций фирм, производителей станков с ЧПУ. Они не учитывают изменение припуска, не «чувствуют» заготовку, что приводит к различным коллизиям при обработке на станке. 2. Предложенный метод фиксации выполнения программы на экране монитора станка с по-мощью видеокамеры и разработанная программа обработки данных позволяет получить досто-верные сведения о протекании процесса на станке с ЧПУ во время обработки. 3. Экспериментальные исследования подтвердили работоспособность разработанной мето-дики, созданного программного обеспечения и эффективность управления процессом резания с ее помощью. Дальнейшее совершенствование будет направлено на обеспечение автоматической параллельной работы вместе с используемыми в практике машиностроительных производств интегрированными CAD/CAM системами.


77

УДК 533.9…16; 533.952; 621.791.75 Л.Ф. Головко1 д-р техн. наук, проф., В.І. Носуленко2 д-р техн. наук, проф., О.С. Чумаченко2 канд. техн. наук, доц. 1-НТУ України “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна, 2-Кіровоградський національний технічний університет, м. Кіровоград, Україна

САМОРЕГУЛЮВАННЯ ЕНЕРГЕТИЧНИХ ХАРАКТЕРИСТИК

МНОЖИННОГО ЕЛЕКТРИЧНОГО РОЗРЯДУ

Серед пріоритетних напрямків розвитку машинобудування важливе місце посідає ро-зробка економічних, високоефективних технологій і обладнання, що забезпечують ресурсо- і енергозбереження при обробці сталей, кольорових металів, високоміцних металевих ма-теріалів. При збільшенні обсягів використання матеріалів із високими механічними власти-востями зростає потреба дослідження і вдосконалення технологій, де руйнування металу від-бувається під дією висококонцентрованих джерел тепла. Оскільки електричний розряд є по-рівняно дешевим джерелом тепла, дослідження фізичних механізмів його саморегулювання з метою керування його енергетичними і технологічними характеристиками має значний прак-тичний інтерес та перспективи використання для електроерозійної обробки.

Вплив на енергетичні характеристики електричного розряду і його технологічні можли-вості за допомогою зміни динамічного стану робочого середовища ефективно використову-ють при реалізації процесу розмірної обробки електричною дугою [1]. Динамічний тиск ро-бочої рідини при цьому досягає 1 МПа. При подальшому збільшенні динамічного тиску в міжелектродному проміжку формуються одночасно декілька струмопровідних каналів (мно-жина електричних розрядів) і видалення металу відбувається відповідно меншими порціями [2]. Таке саморегулюване утворення множинного розряду при підведенні значної електрич-ної потужності і певному динамічному тиску середовища, пов’язане з неоднорідністю елект-ромагнітного поля, дозволяє забезпечити високу якість обробленої поверхні і високу продук-тивність процесу водночас.

Для проведення експериментальних досліджень характеристик електромагнітного поля електричних розрядів в поперечному потоці рідинного робочого середовища-діелектрика бу-ли використані методи, засновані на перетворенні магнітної величини в електричну із її по-дальшим вимірюванням. Для співставлення, порівняння отриманих результатів та перевірки їх достовірності було використано два метода: 1) метод, заснований на зміні магнітного ста-ну феромагнітних матеріалів в магнітному полі; 2) метод, заснований на ефекті Холла, що дозволяє дослідити топографію магнітного поля. Виміри проведено всередині камери оброб-ки (в районі протікання розрядів) і зовні камери (поряд із дротом живлення) для різних відстаней від датчика до розряду (або дроту). В результаті виконаних досліджень отримані графіки, що відображають залежність індукції магнітного поля розряду від сили струму і ти-ску потоку робочої рідини. Вони показують, що індукція магнітного поля розряду в попере-чному потоці рідини є функцією не тільки сили струму, але і динамічного тиску потоку ріди-ни.

Література 1. Носуленко В. І. Розмірна обробка металів електричною дугою: автореф. дис. на здобуття наук. ступеня

д-ра техн. наук: спец. 05.03.07 “Процеси фізико-технічної обробки” / В. І. Носуленко. – К., 1999. – 36 с. 2. Головко Л. Ф. Вплив власного магнітного поля на динаміку стаціонарного електричного розряду в по-

перечному потоці рідини при обробці листового металу / Л.Ф. Головко, О.С. Чумаченко // – Вісник Кременчу-цького держ. політехн. ун-тету ім. М. Остроградського. – 2008. - №1(48), Ч. 2. – С. 32-37.


78

УДК 681.121 А. В. Писарець к.т.н., І. В. Коробко к.т.н., доц. НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

МАТЕМАТИЧНЕ МОДЕЛЮВАННЯ РОБОТИ ЗАСОБІВ ВИМІРЮВАЛЬНОЇ

ТЕХНІКИ

У сучасній практиці проектування засобів вимірювальної техніки (ЗВТ) широко вико-ристовують математичне та віртуальне моделювання їх роботи. Такі моделювання посідають провідне місце серед інших методів досліджень, особливо завдяки наявності сучасних об-числювальних комплексів та систем. Базою для створення таких систем являються ком-плексні математичні моделі взаємодії потоків паливно-енергетичних ресурсів та води (ПЕРВ) з чутливими елементами (ЧЕ) ЗВТ.

Створення математичної моделі будь-якого об’єкта майже завжди вимагає застосування певних припущень та спрощень. Для достовірної оцінки ступеня наближення моделі до реа-льного ЗВТ необхідно кількісно оцінити ступінь її адекватності, що залежить як від вивчено-сті процесу, так і від отриманих експериментальних даних.

Математичне моделювання роботи будь-якого ЗВТ передбачає декілька етапів: вивчення принципу дії та конструктивних особливостей ЗВТ; побудову математичної моделі (визначення загального вигляду рівнянь, що описують

роботу ЗВТ, та їх кількості; визначення необхідних коефіцієнтів рівнянь, що описують робо-ту ЗВТ);

розробку алгоритму та програмного забезпечення реалізації математичної моделі ЗВТ; побудову математичної моделі метрологічних характеристик ЗВТ; розробку програмного забезпечення для дослідження метрологічних характеристик

ЗВТ; експериментальні дослідження ЗВТ; перевірку адекватності результатів математичного моделювання експериментальним

даним. Авторами розроблено математичну модель турбінних перетворювачів витрати з гідро-

динамічним врівноважуванням чутливого елементу шляхом створення нерівномірного роз-поділу статичного тиску вздовж вісі вимірювального перетворювача на основі наявних особ-ливостей розподілу швидкостей вимірюваного середовища у кільцевому каналі.

Для оцінки адекватності розробленої математичної моделі використано результати дос-ліджень п’яти турбінних перетворювачів витрати: обчислено значення оцінки істинних зна-чень об’ємів рідини та оцінки математичного очікування відносних похибок вимірювання ЗВТ, отримані за результатами трьох вимірювань на кожній повірочній витраті; значення ві-дносних похибок ЗВТ, отримані за математичною моделлю; оцінки середнього квадратично-го відхилення середнього арифметичного результатів вимірювань.

На практиці при розв’язанні подібних задач прийнято застосовувати статистичні мето-ди, оскільки вхідні і вихідні параметри ЗВТ є величинами випадковими.

При порівнянні результатів математичного моделювання та експерименту оцінено бли-зькість середніх значень розрахункових та експериментальних даних за F-критерієм Фішера, а потім їх відтворюваність за t-критерієм Ст’юдента.

Перевірка адекватності математичної моделі експериментальним даним за статистич-ними критеріями Фішера і Ст’юдента з рівнем значущості 5 % підтвердилася, отже, матема-тичну модель можна використовувати для розв’язання задач оптимізації параметрів ЗВТ.


79

УДК 621.744:666.798.2 Т.О. Цисар, О.О. Лєщук д-р техн. наук Інститут надтвердих матеріалів ім. В. М. Бакуля НАНУ, м. Київ, Україна

КОМП’ЮТЕРНЕ МОДЕЛЮВАННЯ ІНЖЕКЦІЙНОГО ЛИТТЯ КЕРАМІЧНИХ

ВИРОБІВ РІЗНОГО ФУНКЦІОНАЛЬНОГО ПРИЗНАЧЕННЯ

Інжекційне формування (ІФ) – це аналог гарячого шлікерного лиття, в якому викори-стовують тиски до 0,5 МПа. В технології ІФ тиски інжекції складають 10–100 МПа. Техно-логія ІФ характеризується високою продуктивністю і стабільністю процесу, дозволяє засто-совувати нескладне і недороге обладнання. Цим методом можна отримувати вироби складної геометричної форми, в тому числі тонкостінні і багатоступінчасті вироби, які складно виго-товити традиційними методами формування. Суть методу полягає в отриманні термопла-стичної маси, що складається з порошку твердого матеріалу та органічного зв’язуючого, з наступним інжектуванням цієї маси у металеву прес-форму та її охолодженням до темпера-тури затвердіння зв’язуючого. При цьому формується заготовка з конфігурацією порожнини прес-форми. Далі заготовку нагрівають для відгонки зв’язуючого та спікають для отримання кінцевого виробу.

Методика комп’ютерного моделювання ІФ наведена в роботах [1, 2]. У даній роботі проведено комп’ютерне моделювання процесу інжекційного лиття керамічних виробів. Отримано розподіли тиску в порожнині прес-форми та часу її заповнення термопластичною масою у процесі інжектування. Визначено оптимальне місцерозташування інжекційного отвору, при якому спостерігається мінімальна довжина ліній спаю у виробі в кінці процесу. Встановлені залежності часу заповнення прес-форми та довжини ліній спаю при різній в’язкості матеріалу від розмірного параметру виробу.

Література 1. Новиков М. В. Комп’ютерне моделювання технології інжекційного формування виробів

з функціональної кераміки/ Новиков М. В., Лєщук О. О., Цисар Т. О. // Вісн. Дніпропетр. ун-ту. Сер. Механіка. – 2011. – Вип. 15, Т.2, № 5. – С. 179–188.

2. Цисар Т. О. Визначення параметрів процесу інжекційного формування на основі комп’ютерного моделювання // Вісник НТУУ «КПІ». Серія машинобудування. – 2010. – Вип. 58. – С. 116–121.

УДК 658:621.7 В.И. Ступа д.т.н., проф., Е.В. Паньок студ. Черниговский государственный технологический университет, г.Чернигов, Украина

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ВИРТУАЛЬНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ

Технологическая и экономическая глобализация современной экономики - феномен ми-

рового значения. Основными инструментами современной глобальной экономики, наряду с информаци-

онными и коммуникационными технологиями (ИиК), является виртуальная форма организа-ции производства. Виртуальное предприятие это временная сеть (система) предприятий, его подразделений или частных лиц, которые, с целью удовлетворения быстро меняющихся шансов рынка, объединяют свои ресурсы, уникальный опыт, производственные возможности и передовые технологии вокруг некоторого проекта, который не может быть выполнен в


80

установленные сроки каждым из них в отдельности. Причем каждый член этой системы дает то, что может делать лучше всего.

Виртуальная форма организации производства в зависимости от индустриального раз-вития предприятия, государства или региона имеет как достоинства, так и недостатки.

Создание ВП позволяет уменьшать расходы на опытно-конструкторские работы и сни-зить производственные затраты благодаря использованию ноу-хау технологий отдельных его членов на ранних этапах производства. Одним из недостатков ВП являются увеличение за-трат времени на организацию плодотворного сотрудничества при разработке нового продук-та и высокие инвестиционные взносы для создания необходимого поля информационных и коммуникационных технологий (ИиК).

Имеются и другие проблемы, связанные с созданием ВП, самые важные из которых ко-ротко представлены ниже:

экономические проблемы – к ним относят, с партнерской точки зрения, возможную эко-номическую зависимость от ВП, нежелательную диффузию инноваций и сфер деятельности;

юридические проблемы – вопросы правовой формы, формирование ответственности (договоры, директивы, доверенности и т. д.), распределение прибыли или убытков;

технологические проблемы – гарантия того, что партнеры могут с помощью информа-ционных и технологических возможностей выполнять совместно полученный заказ;

социологические проблемы – столкновение различных культур предприятий; психологические проблемы – страх перед оппортунистским поведением партнеров и не-

достаточной верой в успех ВП; организационные проблемы – возникающие при согласовании проблем, таких как во-

просов как разделение труда, срок сотрудничества, руководство. Более детально технологические аспекты и другие проблемах, связанные с созданием и

функционированием ВП представлены на слайде и взяты опыта работы конкретного вирту-ального предприятия. УДК 621.791.01 Н.В. Павлов ст. преподаватель, А.В. Крюков к.т.н., доц., А.М. Жуков студ. Юргинский технологический институт (филиал) Томского политехнического университета

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ, КАК СРЕДСТВО ОПТИМИЗАЦИИ УСЛОВИЙ ПРОТЕКАНИЯ ПРОЦЕССА ОБРАЗОВАНИЯ СВАРНОГО

СОЕДИНЕНИЯ

В настоящее время важнейшим условием совершенствования и интенсификации сва-рочного производства является не только развитие теоретических основ сварки с использо-ванием новейших достижений в различных областях фундаментальных и прикладных наук, но и создание высокоэффективных методов и средств моделирования и имитации сварочных процессов.

Применение математических методов и математического моделирования сварочных процессов превратилось в мощный инструментарий исследований и познания процессов, происходящих в сложных технологических системах, позволяющих не только получить формализованное описание их основных закономерностей, но и эффективно управлять ими.

Методы математического моделирования сварочных процессов получили интенсивное развитие после появления первых работ по расчету температурных полей, создаваемых в те-лах различной формы и размеров движущимися концентрированными и распределенными источниками тепла.


81

Характер протекания тепловых процессов определяет производительность плавления основного и присадочного материалов, уровень остаточных напряжений в сварной кон-струкции, а также ее деформацию.

Однако существующие работы в данной области в основном направлены на процессы сварки со стационарным движением электродной проволоки и не всегда дают адекватную картину распределения температурных полей и скорости охлаждения на оси шва при задан-ной температуре.

В последние годы, при производстве сварных металлоконструкций находят применение способы сварки с управляемым каплепереносом электродного металла (УКЭП).

Одним из путей повышения эффективности применения сварки с УКЭП является ис-пользование смеси (Ar+CO2). Это позволит обеспечить лучшее формирование шва и мень-шую величину разбрызгивания электродного металла, чем при сварке в чистом углекислом газе.

В результате было установлено, что получение качественного сварного соединения возможно на соотношениях от 70% до 80% аргона в общем объеме.

На следующем этапе осуществлялась адаптация существующих математических моде-лей распределения температурных полей на поверхности изделия и скорости охлаждения на оси шва при заданной температуре, созданные Рыкалиным Н.Н. для процессов стационарно-го движения электродной проволоки.

Данные выражения требуют адаптации вследствие того, что в процессе сварки с управ-ляемым каплепереносом электродного металла происходит постоянное изменение длины ду-ги и соответственно силы тока, амплитуда тока за один период каплепереноса изменяется в пределах от 64 до 368А. На основании этого среднее значение определяется в зависимости от длительности каждого из двух периодов.

В результате были получены адаптированные алгоритмы расчета распределения темпе-ратурных полей на поверхности изделия и скорости охлаждения на оси шва при заданной температуре учитывающие процесс изменения длины дуги за один период каплепереноса электродного. Сравнение экспериментальных и расчетных значений распределения темпера-турных полей на поверхности изделия показало адекватность модели при 8% уровне значи-мости, а адекватность расчета скорости охлаждения на оси шва при заданной температуре – 7%. УДК 621:658 Н.Р. Веселовська, д.т.н., доц., Вінницький національний аграрний університет, м.Вінниця, Україна

ПЕРЕДУМОВИ ФОРМУВАННЯ МОНІТОРИНГУ СКЛАДНОГО

ТЕХНОЛОГІЧНОГО ОБЛАДНАННЯ

Проблема проведення моніторингу процесів формоутворення при механообрабці на сьогоднішній день є особливо актуальною в зв’язку з необхідністю підвищення якості виро-бів (деталей) для різних галузей народного господарства при створенні виробів з новими споживчими властивостями, які мають бути конкурентоспроможними із закордонними, а та-кож при формуванні сучасної технологічної бази за пріоритетними напрямами розвитку промисловості.

Сучасне автоматизоване верстатне обладнання є технічно складною системою. При-чиною цього є те, що робочі процеси при формоутворенні забезпечуються сукупністю перет-ворень енергій, різних за фізичною природою. Керовані переміщення багатомасових функці-ональних блоків характеризуються складною кінематикой. Траєкторія переміщень робочих


82

органів верстата змінюється відповідно за реалізованими операціями гнучкої технології. В багатономенклатурному автоматизованому виробництві цей фактор особливо значущий, оскільки безліч технологічних операцій проводиться на одному і тому самому обладнанні із застосуванням різних інструментів. У зв’язку з цим змінюються структурно-параметричні характеристики зв’язків, функціональних блоків, що реалізують протягом кожної операції технологічний процес, та інтервальні умови взаємодії різних інструментів з деталлю. Все це не дає можливість застосування традиційних методів теорії автоматичного управління для оцінки якості формоутворення і технічного стану функціональних блоків. Виникає необхід-ність у створенні нових адаптивних підходів для оцінювання динамічного стану складного технологічного обладнання в реальному часі, які повинні бути сформовані з урахуванням за-значених вище властивостей керованого об’єкта.

В роботі розглянуті передумови формування моніторінга якості формоутворення складного технологічного обладнання за непрямими доступними для «спостереження» про-цесам і його реалізація як за прямим призначенням, так і для оптимального налагодження обладнання, а також гнучкого обслуговування за станом та аналізу можливостей мо-дернізації верстатів з врахуванням реальних динамічних характеристик. Для забезпечення універсальності моніторингу дослідження проводяться для різних груп верстатів: токарних, шліфувальних та фрезерних. УДК 658.512 В.К. Фролов к.т.н, доц., В.С. Волинець студ. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

САПР ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПРОЦЕСІВ ОБРОБЛЕННЯ ВАЛІВ З УРАХУВАННЯМ

ЯВИЩ ТЕХНОЛОГІЧНОЇ СПАДКОВОСТІ В зв’язку з необхідністю підвищення якості машинобудівної продукції і забезпечення її

стабільності необхідно враховувати різноманітні спадкові технологічні зв’язки, які проявля-ються на всіх етапах перетворення заготовки в деталь.

Дослідниками П.І.Ящеріциним, Є.В.Рижовим, В.І.Аверченковим, Ю.В.Сокориніним, А.Г.Сусловим, А.М.Дальским накопичена велика кількість інформації стосовно впливу тех-нологічної спадковості на якість виготовлених деталей, отримані емпіричні залежності, що пов’язують вихідні параметри якості поверхонь деталей від режиму оброблення, параметрів технологічної оброблюваної системи та характеристик якості поверхонь до оброблення.

Використання цих залежностей на етапі технологічної підготовки виробництва для моніторингу зміни параметрів якості поверхневого шару може допомогти врахувати явища, пов’язані з технологічною спадковістю, при проектуванні технологічного процесу. Крім то-го, за допомогою поопераційного розрахункового визначення очікуваних значень параметрів якості поверхні (шорсткості Rz, глибини наклепаного шару матеріалу hc тощо) можливо при-значати режим оброблення у відповідності з конкретними технологічними умовами.

Одним з основних правил проектування технологічних процесів механічного оброблен-ня є поступове уточнення і ліквідація негативних властивостей об’єкту виробництва в ході його виготовлення. Дотримуються даного правила шляхом поступового збільшення точності використовуваних методів оброблення і призначення відповідних величин операційних при-пусків, враховуючи при цьому технологічну передісторію деталі.

Пропонується методика проектування і розрахунку технологічного процесу оброблення валів з врахуванням явищ технологічної спадковості і розроблена на її основі САПР техно-логічних процесів (САПР ТП). Вона полягає в виконанні наступної послідовності дій. Необ-хідно сформувати вихідні дані, в якості яких виступають:


83

- фізико-механічні властивості поверхневого шару готової деталі; - технологічні умови виконання кожної з операцій (можливості обладнання, режим

оброблення, характеристики інструментів тощо); - розміри і точність готової деталі; - розміри і точність заготовки; - серійність виробництва (величина замовлення). На основі вихідної інформації відбувається аналіз точності розмірів деталі і заготовки,

їх параметрів шорсткості, поверхневого наклепу, припуску і формування базових послідов-ностей оброблення деталі.

Для кожної послідовності оброблення розраховуються операційні припуски, за допомо-гою блоку визначення режиму оброблення, передбаченого в програмі, призначають режим для кожної операції і переходу, оптимальний з точки зору продуктивності. За допомогою ма-тематичних моделей, що пов’язують вхідні та вихідні параметри поверхневого стану заго-товки до і після оброблення, проводиться розрахунок параметрів післяопераційного стану поверхонь, результати якого використовуються в якості вхідних даних для подальшого ро-зрахунку параметрів поверхонь на наступній операції.

Коли для заданих послідовностей оброблення прораховано параметри стану поверхонь на всіх операціях, проводиться аналіз зміни кожного з параметрів, його впливу на характери-стики поверхонь на наступних операціях і виконується перевірка отримання заданих пара-метрів деталі. Для всіх операцій, де не отримуються задані параметри, проводиться корегу-вання режиму оброблення і величин припуску до отримання коректних даних, які б забезпе-чували необхідну точність і якість деталі.

Для сформованих послідовностей оброблення проводиться розрахунок продуктивності оброблення для визначення найбільш економічно ефективного варіанту.

На рисунку представленні деякі з вікон розробленої САПР ТП оброблення валів.

а) б)

в) г)


84

д) е) Рисунок. Вікна фрагменту САПР ТП оброблення валів: а) - введення параметрів деталі; б) - вибір

обладнання; в) - введення параметрів інструменту; г) - призначення режиму оброблення; д) - виведення переліку операцій з негативними проявами технологічної спадковості; е) - виведення результатів моде-

лювання за продуктивністю. УДК 621.326 Л.Ф. Головко д.т.н., проф., О.Д. Кагляк ас., А.Н. Лутай ст. викл., Ю.В. Ключников к.ф-м. н, доц., О.О. Гончарук ас., Б.С. Романов студ. НТУУ «Київський політехнічний інстиут», м.Київ, Україна

ДО МЕХАНІЗМУ ДЕФОРМУВАННЯ ЛИСТОВИХ НИЗЬКОЛЕГОВАНИХ СТАЛЕЙ

ЛАЗЕРНИМ ЛОКАЛЬНИМ ОПРОМІНЕННЯМ

Вступ. Традиційні методи обробки металів тиском стикаються з цілим рядом проблем при формуванні виробів в умовах дрібносерійного виробництва, виготовленні деталей зі сплавів, які важко деформуються, в тому числі які мають підвищені товщину (>4-5мм) та до-вжину (декілька метрів) або складну просторову конфігурацію і т. ін. Для їх вирішення роз-робляються різні способи формоутворення, зокрема лазерне термодеформаційне (ЛТДФ). Сплави, в яких досліджувався процес ЛТДФ можна поділити на два типа: сплави, що не мають фазових перетворень в діапазоні температур, при яких проводиться обробка, та мате-ріали, в яких такі перетворення, хоча б на одній з стадій термічного циклу, мають місце. Процес ЛТДФ є результатом релаксації тимчасових напружень, виникаючих в заготівці вна-слідок градієнту температур по її перерізу. З мікроструктурних змін, маючих вплив на пара-метри деформації, треба враховувати процеси динамічного повернення та рекристалізації. Експериментальні та розрахункові параметри ЛТДФ таких сплавів практично співпадають, що обумовило використання саме цих сплавів при ЛТДФ. В сплавах з фазовими перетворен-нями при обробці такої прогнозованості параметрів ЛТДФ не вдається досягнути по причині складності врахування всіх факторів впливу багатофазності сплаву на процеси формування та релаксації тимчасових напружень. Так для вуглецевих та мало легованих сталей на стадії нагрівання термічного циклу обробки необхідно проаналізувати процеси аустенізації, а на стадії охолодження - термокінетику розпаду переохолодженого аустеніту. Причому достові-рне прогнозування параметрів ЛТДФ можливе при визначеності фазового складу, субструк-тури, послідовнсті фазових перетворень та їх об’ємних ефектів по всьому перерізу зони тер-мічного впливу. Аналітичні розрахунки такої складної моделі авторам невідомі.

Мета роботи – експериментально визначити основні характеристики мікроструктури мало легованих, доевтектоїдних сталей, що визначають їх параметри деформаційні при ЛТДФ.


85

Матеріали та методика досліджень. Оброблялися зразки зі сталі 65Г з розмірами 100х50мм товщиною 0,5..1,5мм. На їх поверхню наносилось покриття з оксиду цинку. Зразок закріплювався консольно в струбцині. На відстані 10 мм від місця закріплення, променем твердотільного YAG-лазера з діодним накачуванням, з доважиною хвилі 1,06 мкм, безперер-вної дії при потужності випромінювання 1кВт і швидкості переміщення 3-9 м/хв., здійсню-вався прохід на всю ширину зразка. На відстані 10 мм від його вільного краю встановлював-ся індикатор переміщення ( рис.1)

Величина переміщення розраховувалась та визначалась величина деформації, котра представлялася у вигляді кута згинання.

Дослідження фазового складу та субструктури ЗТВ проводилося на рентгенівському дифрактометрі ДРОН – 4 в Со Кα та Cr Kα випромінюваннях. Залишкові напруження вимі-рювалися - методом по віддзеркаленню 211.

Результати досліджень та їх обговорення. Зафіксовано явище постдеформації - тобто зменшення кута згинання в часі після завершення циклу обробки. Як пост деформація, так і хід залежностей параметрів деформації від кількості проходів, не можна пояснити в межах моделі тільки теримічного впливу, тобто ці явища мо-жуть бути обумовлені фазовими перетвореннями та особливостями мікроструктури об’єктів. На дифрактог-рамах фіксуються максимуми двох фаз: α – фази з аси-метричними лініями (мартенситу) та залишкового аус-теніту (ЗА). Причому кількість останнього після першо-го проходу для зразків товщиною 1,5мм досягає 35%, що на порядок перевищує аналогічний параметр в сталі 65Г після обємного гартування. Найбільш вірогідні причини відмінності в кількості ЗА – збагачення марга-нцем поверхні, що оброблена лазерним променем, за рахунок аномальної дифузії та стабілізація ЗА внаслідок його пластичної деформації під дією термічних напру-жень та фазового наклепування. Останнє виходить зі зширення лінії 111 γ – фази, а зменшення температури початку мартенситного перетворення обумовлене присутністю марганцю. Залишковий аустеніт є метастабільною фазою і може перетворюватися в мартенсит при зміні температури, або при деформації. Питомі об’єми двох фаз значно відрізняються, що приводить до виникнення напружень, Останні релаксу-ють у формі постдеформації. З аналізу інтенсивностей ліній дифрактограм та асиметрії мак-симумів 211 та 220 мартенситу виходить, що залежність кута згину від кількості проходів визначається розпадом ЗА, поступовим збагаченням мартенситу вуглецем та його гомогені-зацією. Аналіз розподілу залишкових напружень після ЛТДФ дозволяє зробити висновок, що основними процесами відповідальними за формування залишкових деформацій в низько-легованих вуглецевих сталях є формування стискаючих залишкових напружень на фоні бі-льших за величиною залишкових напружень розтягу, співвідношенням яких можна керувати, зменшуючи присутність останніх за рахунок підвищення швидкості обробки і густини поту-жності випромінювання.

Висновки. 1.Параметри ЛТДФ виробів зі сталі 65Г визначаються термічними процеса-ми та фазовими перетвореннями, що відбуваються при обробці. 2. Явище постдеформації по-яснюється метастабільністю залишкового аустеніту. 3. Висока концентрація залишкового аустеніту пов’язана з високою швидкістю охолодження, стабілізацією аустеніту та перероз-поділом марганцю. 4. Зменшення або повне зникнення пост деформації можна досягнути оп-тимізацією часового циклу «нагрівання-охолодження-нагрівання» сталі після кожного про-ходу.

Рис.1. Схема проведення експери-менту: 1 – індикатор переміщень, 2 – зразок, 3 – лазерний промінь


86

УДК 621.791:658.52.011.56 А.В. Крюков к.т.н., Н.В. Павлов инж., А.В. Крюков студ. «Национальный исследовательский Томский политехнический университет» Юргинский тех-нологический институт (филиал) федерального государственного бюджетного образовательно-го учреждения высшего профессионального образования «Национальный исследовательский Томский политехнический университет», Россия

СИСТЕМА АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА «ВЕКТОР»

При изготовлении изделий в машиностроении важным этапом является технологиче-ская подготовка производства (ТПП). Именно этот этап непосредственно влияет как на каче-ство продукции, так и на экономичность производства.

В связи с этим снижение временных затрат на этапе ТПП, исключение ошибок и воз-можность выбора наиболее рационального проекта может существенно повысить эффектив-ность производства.

Применяемые автоматизированные программные комплексы для разработки техноло-гической документации в основном направлены на общее машиностроение и зачастую не отражают всей специфики сварочного производства, и современных технологий сварки. Кроме того из-за большого количества функций современных программных комплексов полностью невостребованных в производстве сварных металлоконструкций их покупка яв-ляется просто невыгодной для предприятия.

На основе вышесказанного была поставлена задача разработки специализированного программного комплекса соответствующего современным особенностям сварочного произ-водства. Для ее решения была разработана система автоматизированного проектирования технологического процесса (САПРТП) «Вектор».

Основу САПРТП составляет база данных (БД) технологических проектов, которая предоставляет возможности хранения, создания и редактирования проектов.

Для непосредственного проектирования технологического процесса используются бло-ки: хранения, оценки и вывода.

Блок хранения представляет собой набор БД наполненный данными из стандартов, справочников и т.д., каталогами сварочных материалов и оборудования. Для локализации комплекса к конкретному производству существует возможность редактирования некоторых таблиц БД не связанных с ГОСТ, таких как списки оборудования и материалов.

Блок оценки предоставляет возможность фоновой проверки вводимых данных, для ис-ключения ошибок и несоответствий стандартам.

В конце работы блок вывода формирует пакет технологической документации на осно-ве составленного проекта в соответствии с ЕСТД.

621.375.826. Л.М. Олещук, к.т.н., доц НТУУ ”Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

КОМПОНОВКА ЛАЗЕРНОГО ТЕХНОЛОГІЧНОГО ОБЛАДНАННЯ З МЕХАНІЗМОМ ПАРАЛЕЛЬНОЇ СТРУКТУРИ

На сучасному етапі розвитку технологічного обладнання однією з тенденцій є створен-

ня компоновок обладнання з механізмами паралельної структури (МПС). Сучасна швидко-діюча обчислювальна техніка, розвиток мехатроніки, застосування МПС дозволили якісно


87

змінити технологічне обладнання. У МПС рухомий блок шарнірно пов'язаний зі стаціонар-ним блоком кінематичними ланцюгами, які мають індивідуальний привід. МПС побудовані на основі безконсольних конструкцій, стрижневі кінематичні ланки яких створюють просто-рову ферму, штанги якої мають шарніри на кінцях. МПС забезпечують паралельність пере-дачі навантажень, в них відсутні напруги згину, вони працюють лише на розтягування або стискання з рівномірним розподілом зусилля. Замкнутий кінематичний ланцюг забезпечує високу жорсткість усієї конструкції і менші навантаження на кожен привід, це у свою чергу призводить до підвищення точності позиціонування робочого органу. Рухомі елементи меха-нізмів мають невелику масу, високу швидкость позиціонування, оптимальні динамічні хара-ктеристики. Наявність паралельних кінематичних ланцюгів дозволяє керувати однією вихід-ною ланкою по декількох паралельних каналах та забезпечувати одночасне керування по по-ложенню і швидкості.

За будовою МПС можна поділити на дві групи механізмів, кінематичні ланцюги яких виконані зі штангами змінної довжини і штангами постійної довжини. До МПС зі штангами змінної довжини належать триподи. Типовий трипод виконаний на базі трьох механізмів по-ступального переміщення, що є, наприклад, кульковими гвинтовими передачами. Для зміни довжини штанг служать регульовані електроприводи. Контроль за величиною переміщення здійснюється датчиками положення. Одним кінцем штанга шарнірно сполучена зі стаціонар-ним блоком, а іншим шарнірно сполучена з рухомим блоком. В лазерному технологічному обладнанні на рухомому блоці можна встановити пристрій фокусування лазерного пучка або його сканування і при зміні довжини штанг за програмою керувати положенням лазерного пучка в робочому просторі.

Проведено аналіз конструкційних особливостей і просторової кінематичної структури різних типів триподів, перевірена ступінь рухливості і нерухливості наведених МПС для за-безпечення їх працездатності.

Розроблено компоновку ЛТО для розмітки великогабаритних складних поверхонь. До складу ЛТО входять: технологічний лазер, волоконний променепровід, двовісний оптичний сканатор лазерного випромінювання, механізм з паралельною кінематикою, двокоординат-ний портальний маніпулятор з лінійними двигунами, блок керування і контролю. Порталь-ний комплекс рухає механізм паралельної структури трипод з закріпленим на ньому скана-торі. Трипод в процесі обробки змінює положення сканатора таким чином, щоб весь час від-творювати форму оброблюваної поверхні і фіксувати сканатор на необхідній відстані від зо-ни обробки макета поверхні. Сканатор працює в режимі фокусування для нанесення графіч-ної інформації і переключається в режим сканування поверхні для нанесення символьної ін-формації. Таке поєднання режимів обробки дозволяє підвищити точність процесу нанесення графічної та символьної інформації на складну поверхню.

На ЛТО для розмітки великогабаритних складних поверхонь отримано патент України № 67324 від 10.02.2012 р.

621.375.826. Л.М. Олещук к.т.н. доц. НТУУ ”Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ПРИСТРІЙ ДЛЯ ЛАЗЕРНОЇ РОЗМІТКИ МАКЕТІВ ПОВЕРХНІ

Основною метою машинобудування є виготовлення високоефективного технологічного обладнання з мінімальними капіталовкладеннями. На сучасному етапі розвитку технологіч-ного обладнання одною з основних тенденцій для мінімізації капіталовкладень є модульний принцип побудови компоновок обладнання.


88

Проведено аналіз особливостей створення гібридного лазерного технологічного облад-нання (ЛТО) і на прикладі ЛТО для розмітки макетів поверхні об’ємної оснастки в літа-кобудуванні обґрунтовано раціональність проектування компоновки обладнання з викори-станням модулів, які виробляють сучасні машинобудівні фірми.

До складу ЛТО входять модулі: технологічний лазер, волоконний променепровід, двові-сний оптичний сканатор лазерного випромінювання, механізм з паралельною кінематикою, двокоординатний портальний маніпулятор з лінійними двигунами, блок керування і контро-лю. Портальний маніпулятор рухає механізм паралельної структури трипод з закріпленим на ньому сканаторі. Трипод в процесі обробки змінює положення сканатора таким чином, щоб весь час відтворювати форму оброблюваної поверхні і фіксувати сканатор на необхідній від-стані від зони обробки макета поверхні. Сканатор працює в режимі фокусування для нане-сення графічної інформації і переключається в режим сканування поверхні для нанесення символьної інформації.

На технологічному обладнанні встановлено ітербієвий імпульсний волоконний лазер для високошвидкісних високоточних систем лазерного маркування. Лазер є міцним, компак-тним, готовим до використання інтегрованим модулем. Довжина вихідного волоконного променепроводу лазера 3 м.

Двовісний оптичний сканатор лазерного випромінювання використовуються для руху лазерного пучка по двох координатах. Так створюється двомірна область, у який можна на-правити лазерний пучок у будь-яку точку поля маркування. Дефлекція лазерного випромі-нювання здійснюється за допомогою двох дзеркал.

До складу механізму з паралельною кінематикою трипод входять три модулі зміни дов-жини штанг і рухомий та стаціонарний блоки. Рух виконавчого органу реалізується шляхом зміни довжини штанг. Модуль зміни довжини штанг складається з інтегрованого сервопри-воду, телескопічних штанг змінної довжини, на кінцях яких розташовані опорні шарніри.

Двокоординатний портальний маніпулятор складається з трьох прямих приводів. Кож-ний прямий привод має лінійний синхронний двигун з кареткою, вбудований в алюмінієвий профіль. Виходячи з робочого поля розмітки, вибрано два прямі приводи з ходом 2000 мм і один привод з ходом 1200 мм. Кабелі, що рухаються, захищені від зовнішніх дій гнучкими кабель - каналами, які встановлені на корпусах прямих приводів.

Наведено компоновку ЛТО, типи вибраних пристроїв, технічні характеристики модулів і фірми-виробники пристроїв.

Для завершення компонування ЛТО для розмітки макетів поверхні об’ємної оснаст-ки в літакобудуванні необхідно розробити корпусні елементи, що з’єднують всі наведені модулі, і блок керування, контролю та технічного діагностування.

УДК 623.746: 629.7.083.003.13 (045) О.В. Радько1 к.т.н., А.К. Скуратовський2 к.т.н., Н.А. Мєдвєдєва3 к.т.н. 1, 3 - Національний авіаційний університет, м. Київ, Україна 2 - НТУУ "Київський політехнічний інститут", м. Київ, Україна

ЗАСТОСУВАННЯ ІОННОАЗОТУЮЧОЇ ОБРОБКИ ДЛЯ ПІДВИЩЕННЯ

АБРАЗИВНОЇ СТІЙКОСТІ СТАЛЕВИХ МАТЕРІАЛІВ

Зношування – один з основних факторів, що обмежують строки служби конструкцій-них елементів сучасної техніки. Завдяки його впливу різко знижуються надійність та дов-говічність деталей машин і механізмів, збільшуються витрати на ремонт та обслуговування, тому питання боротьби зі зношуванням є завжди актуальним для машинобудівної галузі. Для достатньо великого числа конструкційних елементів сучасних машин характерне абразивне


89

зношування. Підвищення зносостійкості деталей машин і механізмів досягається використанням

нових технологічних методів зміцнення їх робочих поверхонь. Один з найперспективніших з них – метод іонного азотування, зокрема його удосконалений різновид – газотермоциклічне іонне азотування (ГТЦ ІА) у пульсуючому режимі, при якому поєднуються переваги викори-стання пульсуючого струму високої напруги та газотермічних циклів насичення поверхневих шарів матеріалу азотом.

Проведено дослідження абразивної стійкості поверхневих шарів сталі 30ХГСА зміцненої за допомогою цього методу. Одна частина зразків підлягала зміцненню без попе-редньої термообробки, а іншу було попередньо термооброблено. Оцінку абразивної стійкості проводили за питомим зменшенням маси зразків. Зразки піддавались зношуванню шляхом тертя по закріпленим абразивним часткам. Абразивною стираючою поверхнею слугувала шліфувальна шкурка зернистістю 160. Дослідження проводилися на машині тертя, у якій для підвищення достовірності результатів випробувань шліфувальна шкурка закріплена на циліндричній поверхні барабана, а привод виконано з можливістю переміщення зразка вздовж осі обертання барабана по гвинтовій лінії, що забезпечує сталість швидкості тертя при постійній швидкості обертання барабана, а також зберігає напрямок ковзання протягом усього досліду на відміну від відомої конструкції машини тертя Х4-Б, де шліфувальна шкур-ка закріплена на торцевій поверхні барабана, а привод забезпечує переміщення зразка по Ар-хімедовій спіралі до центра обертання. Знос зразків визначався за втратою маси, а потім пе-рераховувався в лінійний з урахуванням щільності випробуваного матеріалу.

Проведеними дослідженнями встановлено, що завдяки застосуванню імпульсного ГТЦ ІА абразивна стійкість деталей зі сталі 30ХГСА збільшується в 1,4…1,5 разу порівняно зі стійкістю цих деталей, оброблених за традиційною технологією. Найбільшу абразивну стійкість виявлено у попередньо термооброблених деталей.

Технологія імпульсного ГТЦ ІА надає потенційні можливості щодо збільшення термінів служби та ресурсів деталей машин і механізмів, зменшення витрат на їх обслуговування та ре-монт, отже, її доцільно активно впроваджувати у практику машинобудівних підприємств для відновлення та зміцнення сталевих конструкційних елементів.

23.746: 629.7.083.003.13 (045) О.В. Радько1 к.т.н., А.К. Скуратовський2 к.т.н., А.В Рутковський3 к.т.н. 1 - Національний авіаційний університет, м. Київ, Україна 2 - НТУУ "Київський політехнічний інститут", м. Київ, Україна 3 - Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренка НАН України, м. Київ, Україна, ,

АВТОМАТИЗАЦІЯ УПРАВЛІННЯ ТЕХНОЛОГІЧНИМ ПРОЦЕСОМ ПОВЕРХНЕВОГО ЗМІЦНЕННЯ

Підвищення довговічності машин та механізмів за рахунок зменшення інтенсивності

зношування їх деталей та вузлів із застосуванням зміцнення поверхневих шарів є однією з першочергових задач у сучасному машинобудуванні. Для цього широко використовують різні методи хіміко-термічної обробки, одним з яких є імпульсне іонне азотування (ІА), який має ряд переваг: відсутність деформації деталей після обробки; можливість регулювання процесу азотування для оптимізації дифузійних шарів по будові, фазовому складу та власти-востях; високий клас чистоти поверхні; скорочення тривалості обробки у 2...5 разів; від-сутність токсичності та забруднення навколишнього середовища тощо.

Проте, за існуючих значних швидкостях протікання технологічних операцій та великій кількості одночасно контрольованих параметрів, виникає необхідність передавання функцій


90

контролю параметрів та управління процесом швидкодіючим автоматичним пристроям. У роботі описано розроблений комплекс технологічного забезпечення процесу

зміцнення поверхневих шарів деталей імпульсним ІА на основі автоматизованої системи контролю та управління (АСКУ), яка включає наступні елементи: систему електроживлення; систему вимірювання та регулювання температури; систему вакуумування; блок вимірюван-ня вакууму; блок забезпечення газами; вакуумну камеру; блок комутації з ПЕОМ; ПЕОМ.

Під час технологічного процесу АСКУ виконує такі функції: –вимірювання температури за допомогою пірометру; –обмін даними з електронним пристроєм установки; –виконання автоматичного управління температурою процесу за допомогою ПЕОМ; –генерування повідомлень про критичний (аварійний) стан технологічних параметрів процесу та стабілізація його режимів; –архівування історії зміни параметрів; –відображення значень поточних параметрів у реальному часі, аварійних повідомлень, архіву історії зміни параметрів на дисплеї автоматизованого робочого місця; –експорт даних архіву історії у таблиці Microsoft Excel. Використання запропонованої АСКУ дозволить виключити вплив людського фактору на

ведення технологічного циклу ІА, значно підвищивши точність і якість контролю й регулю-вання параметрів процесу, безпечність робіт та відтворюваність результатів поверхневого зміцнення деталей. Це призведе до інтенсифікації процесу азотування та підвищення трибо-технічних властивостей оброблених деталей.

УДК 621.91.01:543.1 С.В. Вакуленко ас.. НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ ,Україна

МЕТОДИКА ТЕОРЕТИЧНОГО ВИЗНАЧЕННЯ ПРИВЕДЕНИХ ПРУЖНИХ

ПАРАМЕТРІВ ІНСТРУМЕНТАЛЬНОГО ОСНАЩЕННЯ З ОРІЄНТОВАНИМ ЦЕНТРОМ ЖОРСТКОСТІ

Підвищення продуктивності токарної обробки є однією з важливих науково-технічних

проблем сучасного машинобудування. Продуктивність токарного верстата при заданій точ-ності обробки в значній мірі визначається якістю роботи супорта та його вібростійкістю. Ві-дповідно до «теорії координатного зв´язку», фізична сутність втрати сталості динамічної си-стеми верстата із подальшим виникненням автоколивань під час токарної обробки поясню-ється тим, що при русі різця в сторону дії сили різання, при певних пружних параметрах су-порту верстата, товщина стружки стає більшою, ніж при русі у зворотному напрямку. Сила різання зростає із збільшенням товщини зрізу й зменшується з його зменшенням. Тому така неоднозначність зміни сили різання по переміщенню різця відносно деталі приводить до встановлення автоколивань. Це явище виникає завдяки тому, що жорсткість пружної систе-ми верстата відрізняється в кожному напрямку, тобто існують вісі жорсткості, які не співпа-дають із загальними координатами верстата. Напрямок від вершини різця до центра жорст-кості визначає вісь максимальної жорсткості, а перпендикулярний йому вісь мінімальної жо-рсткості. Положення центра жорсткості пружної системи визначається перетином ліній дії сил при яких відсутні кутові зміщення системи.

Відомо, що вібростійкість верстата залежить не тільки від величини жорсткості його пружної системи, але й від орієнтації головних осей жорсткості відносно напрямку дії сили


91

різання. Отже при певних пружних параметрах системи супорта використання інструмента-льного оснащення з орієнтованим центром жорсткості дозволяє підвищити вібростійкість обробки в порівнянні з використанням штатного жорсткого різцетримача. Актуальним пи-тання є створення конструкції інструментального оснащення з орієнтованим центром жорст-кості та методики визначення його пружних приведених параметрів. Запропонована автором конструкція різцетримача з орієнтованим центром жорсткості складається з комбінації пов’язаних між собою та певним чином орієнтованих пружних шарнірів. В результаті теоре-тичного дослідження пружних параметрів віджимної частини оснащення наданий, у вигляді теоретичних залежностей, зв'язок між кутами, що визначають орієнтацію послідовно з’єднаних трьох пружних обертальних ланок конструкції оснащення, із координатами поло-ження центру жорсткості його пружної системи. Отримані залежності та методика визначен-ня приведених параметрів дозволить сформувати схему конструкції інструментального оснащення із орієнтованим центром жорсткості для забезпечення певного значення його приведених пружних параметрів, а саме кут орієнтації головних осей жорсткостей β=20° та

співвідношення . Розглянуто схему деформацій пружної обертальної

ланки при згині та надані теоретичні залежності визначення її приведеної жорсткості. Аналіз методами скінченних елементів пружно-деформованого стану віджимної частини інструмен-тального оснащення із орієнтованим центром жорсткості проведений лише для уточнення її приведених параметрів жорсткості.

УДК 621.785 А.Т. Сердитов, к.т.н., доц., Ю.В. Ключников, к.ф-м.н., доц., Ю.М. Балицкий, студ. НТУУ «Киевский политехнический институт», м. Киев, Украина

ВЛИЯНИЕ ДВУХКОМПОНЕНТНЫХ ПОКРЫТИЙ НА КОРРОЗИОННУЮ СТОЙКОСТЬ СТАЛЕЙ

Изучение влияния покрытий на коррозионную стойкость сталей в агрессивных средах

представляет практический интерес. Среди работ, касающихся проблемы увеличения срока службы деталей машин и ин-

струмента, особое внимание, на наш взгляд, заслуживают работы, в которых показано, что покрытие на основе карбидов металлов на сталях обладают высокой коррозионной стойко-стью. Учитывая это обстоятельство, а также недостаточное освещение вопроса о защитных свойствах двухкомпонентных покрытий были проведены исследования коррозионной стой-кости покрытий из карбидов титана и ванадия на стали 20, стали 45 и У8 в различных агрес-сивных средах.

В качестве коррозионных сред были выбраны следующие среды: водопроводная вода, 3% раствор NaCl в воде, 30% раствор NaОН в воде и 0,1% нормальный раствор H2SO4 в воде.

Составляя полученные результаты необходимо отметить следующее: 1. Карбидные покрытия на сталях повышают их коррозионную стойкость во всех ис-

пользованных средах; 2. Коррозионная стойкость сталей без покрытий зависит от содержания углерода в них и

вида среды 3. Эффект увеличения стойкости упрочненной стали определяется типом покрытий Особенно наглядно повышение коррозионной стойкости упрочненной стали 45 с двух-

компонентными покрытиями: в воде – в 2,8 разы; в растворе соли – в 4 разы; в растворе кис-лоты – в 6 раз, и в растворе щелочи – в 2,8 разы. Изучение структуры прокорродировавшей


92

поверхности стали показало, что для карбидных слоев характерно как местная, так и сплош-ная коррозия. Наличие дефектов поверхности и острых кромок с высокими концентрациями напряжений приводит к появления пятен, питтингов-очагов интенсивного протекания про-цессов коррозии, при чем наибольшая питтинтовая коррозия зафиксирована в растворе соли.

При сравнении коррозионной стойкости покрытий из карбидов переходных металлов следует учесть два фактора, которые показывают наибольшее влияние на их стойкость в раз-ных средах:

1. Наличие высокой химической устойчивости карбидов, определяемой характером свя-зи Ме-Ме, Ме – С, С – С. При этом наиболее существенный вклад связей Ме – С, Ме – Ме, которые растет с увеличением номера группы.

2. Существование микропористости покрытий зависящей от их типа и состава упрочня-емых материалов. При этом в результате образование во внешней области двухком-понентного покрытия легированного титаном карбида ванадия уменьшается вероят-ность образования микропористости в слоях, так как избыточные вакансии, обуслов-ливающие появление микропор в комплексно-легированных системах возникают диффузионной зоне в меньших количествах. При чем избыточные вакансии обладают малоподвижностью и ассоциированных в комплексе с атомами легирующих элемен-тов. Суммарное воздействие этих фактов и обусловливает различную коррозионную стойкость в агрессивных средах исследуемых покрытий. Анализ вышеприведенных результатов изучения коррозионной стойкости сталей с покрытиями позволяет клас-сифицировать стали с указанными покрытиями как устойчивые в воде и относительно устойчивое в водных растворах ряда кислой, солей и щелочей и рекомендовать их для работы в условиях воздействия подобных активных сред.

УДК 621.785 О.Т. Сердітов к.т.н., доц., Ю.В. Ключников к.ф-м.н., доц., Д.О. Дурницький студ. НТУ України, "Київський політехнічний інститут", м. Київ, Україна

ЗНОСОСТІЙКІСТЬ СТАЛЕЙ З ПОКРИТТЯМИ НА ОСНОВІ КАРБІДІВ

ТИТАНУ ТА ВАНАДІЮ Застосування захисних покриттів з метою підвищення експлуатаційних властивостей

деталей машин, механізмів, які працюють в умовах зношування загальновідоме. Викори-стання, у якості покриттів на основі карбідів титану та ванадію, привело до змін у загальній технології хіміко-термічної обробки різноманітних сталей та інших сплавів для суттєвого підвищення їх зносостійкості. Особливий інтерес становлять сплави, які працюють в умовах абразивного зношування.

Основною метою роботи є дослідження зносостійкості сталі У12 у вихідному стані (гар-тування та низькотемпературний відпуск) та з твердими покриттями типу карбід титану - карбід ванадію. Виконані дослідження та отримані результати показали, що зносостійкість сталі У12 з покриттям значно підвищується в 1,6-1,9 рази. Такий результат зумовлений висо-кою мікротвердістю покриттів на основі карбідів титану та ванадію (33,0-36,0 ГПА), особли-востями структури та низьким коефіцієнтом тертя в зоні контакту. Мікроаналіз поверхонь зношування сталей з покриттями показав,що за умов мінімальних контактних навантажень і швидкостей ковзання, спостерігаються лінії, направлені по ходу тертя. Виникнення цих ліній зумовлено дією твердих часток карбіду титану та ванадію, які відокремлюються від покриття і діють як абразивний матеріал.


93

При руйнуванні покриття у разі торцевого до поверхні навантаження утворюється тріщина довжиною С за навантаження на інденторі Р1. Для характеристики міцності покрит-тя у реальних умовах напруженого стану запропонованого використати величину під назвою мікроміцність σ , яку визначили за виразом (1):

21 СР=σ (1)

За відомих навантажень утворення тріщини Р1, довжини тріщини С, максимального навантаження на інденторі Р2 та діагоналі відбитка d визначали показник мікрокрихкості γ за виразом (2):

21

22854,1 dРСР=γ (2)

Виконані дослідження та отримані результати дозволяють стверджувати, що показник мікрокрихкості є ефективною характеристикою покриття, що відповідає його фазовому складу, структурі, дефектності, напруженому стану. Можна вважати, що величина 2

2 dР

характеризує мікротвердість, а 21 СР - мікроміцність.

Шляхом експериментальних досліджень встановлено значну кореляцію отриманих ре-зультатів з показниками мікрокрихкості. Встановлено, що мікротвердість покриттів на ос-нові карбіду титану перевищує мікротвердість шару двохкомпонентних карбідів титану та ванадію (Ті,V) С у 1,6 разу, а абразивна стійкість покриттів на основі карбідів титану ТіС пе-ревищує в 1,3 рази стійкість (Ті,V) С.

Таким чином, можна зазначити, що зносостійкість покриттів при випробуванні вільним абразивом буде визначатися показником мікрокрихкості γ - чим вище значення γ , тим вища зносостійкість. Зносостійкість покриттів ТіС та (Ті,V) C на сталі У12 перевищує зносо-стійкість сталі у вихідному стані після гартування та відпуску (HRC 63) відповідно 1,8 та 1,6 разів.

УДК 621.375.826:621 В.В. Романенко к.т.н., доц. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ОСОБЛИВОСТІ ФОРМОУТВОРЕННЯ РІЗІВ ПРИ ГАЗОЛАЗЕРНІЙ РІЗЦІ ТА АВТОМАТИЗАЦІЯ ПРОЦЕСУ ДЛЯ ЗАБЕЗПЕЧЕННЯ

ВИСОКОЯКІСНОЇ РІЗКИ

Вивчення мікрорельєфу поверхні різів, виконаних при газолазерній різці, його конфігу-рації в подовжньому і поперечному перетинах дозволяє детально прослідкувати динаміку протікання процесу і виробити основні положення управління якістю даної обробки. У до-повіді приведені фотографії поверхні різів в металах при різних швидкостях різки. При да-ному виді обробки на поверхні різів характерна наявність порівняно рівномірно розташова-них борозен. Можна виділити три основні зони на їх поверхні, що відрізняються одна від од-ної різним нахилом борозен по відношенню до напряму різки і шорсткістю.

Наявність зони поблизу верхньої кромки характеризує руйнування, що періодично протікає від верхньої кромки углиб металу. Деякий нахил борозен у напрямі обробки пояс-нюється переміщенням передньої частини лазерного променя із швидкістю подачі в межах ширини утвореної біля верхньої кромки чергової борозни з одночасним її поглибленням все-редину металу із швидкістю переміщення кордону руйнування. Розташована нижче найбільш протяжна зона формується за рахунок руйнування, що безперервно відбувається, і формується унаслідок періодичного видалення продуктів руйнування струменем робочого газу. Незначний нахил борозен цієї зони в напрямі, протилежному до напряму різки, визна-


94

чається нахилом поверхні безперервного руйнування. Для цих двох зон характерна опти-мальна якість поверхні різу, визначувана порівняно низькою шорсткістю і шириною різу.

При завищених швидкостях різки для заданої товщини заготовки на поверхні різу, по-близу нижньої кромки, утворюється додаткова зона низької якості (з високою шорсткістю поверхні і збільшеною шириною різу), що вказує на протікання процесу різки без участі ла-зерної енергії, а лише за рахунок екзотермічної реакції горіння металу в струмені кисню. При цьому швидкість прорізання металу значно знижується (про що говорить різкий нахил боро-зен в напрямі, зворотному напряму різки). Появи такої зони на поверхні різу слід уникати, щоб не знижувати якість отриманих різів.

З іншого боку, при дуже малих швидкостях обробки настає режим самочинної (автоген-ної) різки, коли кількості тепла екзотермічної реакції вистачає для підтримки процесу різки навіть без участі лазерної енергії. Різ при цьому утворюється низької якості, бо має значну шорсткість і ширину, оскільки він формується струменем кисню, а не сфокусованим лазер-ним променем.

Отже, для отримання високої якості кромок різів при газолазерній різці металів необ-хідно утримувати швидкість обробки в певних межах для заданої товщини заготовки і пара-метрів лазерного опромінення. Перебіг процесу різки при цьому дуже критичний до будь-яких коливань як параметрів обробки, так і характеристик заготовки. Тому розробка автома-тизованого пристрою, що дозволяє забезпечити необхідну якість різу при максимальній про-дуктивності при різці заготовок складного контуру (у тому числі і з гострими кутами конту-ра), є актуальною проблемою.

Автором запропонована автоматизована установка для газолазерної різки матеріалів, що містить знизу розрізуваної заготовки, безпосередньо під різом, датчики тиску, які, в свою чергу, розміщуються на масивному корпусі тороїдальної форми. Тороїдальний корпус розташований співвісно з лазерним променем та струменем робочого газу, тобто співвісно лазерному різаку. При цьому перший датчик встановлюється на внутрішній циліндричній поверхні корпусу (бажано як можна ближче до верхньої його кромки), а другий датчик – на верхній поверхні корпусу, з самого внутрішнього краю. Зміна напряму різки не позначається на спрацьовуванні датчиків, оскільки вони розташовані суцільно по всьому периметру то-роїдального корпусу. Виходи кожного з датчиків через блок аналогово-цифрових перетво-рювачів підключені до вхідного інтерфейсу комп'ютера, що управляє роботою лазерного комплексу. В нашому випадку комп'ютер забезпечую в процесі обробки в автоматичному режимі регулювання швидкості різки через свій вихідний інтерфейс і привід робочого столу. Програмне забезпечення комп'ютера дозволяє, крім цього, в режимі настроювання встанов-лювати оптимальні режими різки для певного матеріалу, певної товщини з урахуванням і ін-ших параметрів, що впливають на протікання процесу різки.

Особливості роботи пристрою полягають в наступному. При різці на оптимальних швидкостях струмінь відпрацьованого газу, що виходить з порожнини різу, постійно потрап-ляє на внутрішню циліндричну поверхню тороїдального корпусу, а, отже, на перший із дат-чиків тиску. При цьому включений стан цього датчика сигналізує комп'ютеру про оптималь-ні умови протікання процесу різки. Якщо ж швидкість різки змінюється і стає меншою опти-мальної, то струмінь газу, що виходить з порожнини різу, відхиляється від вихідного поло-ження і переміщується у напрямі осі лазерного різака. Струмінь перестає потрапляти на за-значений датчик тиску, і останній спрацьовує на відключення. Комп'ютер отримує інфор-мацію про відхилення швидкості різки від оптимальної і плавно збільшує швидкість оброб-ки, що веде, як результат, до відхилення струменя газу в напрямі від осі різака і її попаданню знову на перший датчик. Цей датчик включається, а комп'ютер стабілізує швидкість різки.

При перевищенні ж оптимальної величини швидкості різки струмінь газу відхиляється в напрямі від осі лазерного різака. При цьому струмінь потрапляє і на другий датчик тиску, і він спрацьовує. Включення другого датчика (при включеному першому датчику також) за-


95

безпечує (за допомогою комп'ютера) плавне зниження швидкості різки до досягнення опти-мального значення. Процес різки знову стабілізується на оптимальній швидкості. При цьому перший датчик тиску знаходитися у включеному стані, а другий датчик – відключений.

Автоматизована установка для газолазерної різки матеріалів була зібрана на основі

2CO -генератора потужністю в 1,5 кВт. Датчики тиску (сенсорного типу, із захисним тер-мостійким покриттям) виготовлялися шириною приблизно в 0,5 мм. Мідний масивний кор-пус для розміщення датчиків тиску був виготовлений з внутрішнім діаметром рівним 2,25 мм та зовнішнім – 5 мм. Корпус з датчиками орієнтувався співвісно соплу для подачі робочого газу, нижче на 8 мм базової поверхні для встановлення заготовки на робочому столі. Розроб-лена установка перевірялася на працездатність при розрізанні різних металевих матеріалів (конструкційна сталь, неіржавіюча сталь, титан) товщиною від 3 до 15 мм. Для кожного виду матеріалів і різної їх товщини оператором за допомогою комп’ютера встановлювалася опти-мальна швидкість обробки. В процесі різки ця швидкість коректувалася як у бік збільшення, так і у бік зменшення, поки не встановлювалася на оптимальному значенні, тобто макси-мально можливою для якісного розрізання заданого матеріалу і товщини. При цьому якість отримуваних різів завжди була задовільною: шорсткість поверхні різу не вище zR = 20 мкм, ширина різу мінімально можливою, грат на нижніх кромках був відсутній.

УДК 621.7.015 В.А. Марунич, к.т.н., доц., А.Ю. Яриз, асп. Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина

НОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ

РЕЗАНИЕМ Непрерывный научно-технический прогресс в различных отраслях промышленности,

таких как космическая и ракетная техника, авиа- (самолеты-невидимки), судо-, автомобиле-строение и т.д. неразрывно связан с появлением новых полимерных материалов со специфи-ческими вязкоупругими свойствами.

Целью данной работы является установление особенностей, закономерностей и зависи-мостей обработки резанием вязкоупругих полимерных материалов для обеспечения управле-ния процессом отделения срезаемого слоя, на базе которых может быть разработана новая наукоемкая технология обработки резанием вязкоупругих полимерных материалов на круп-ногабаритных нежестких изделий с активным контролем толщины теплоизоляционного слоя, что позволит повысить точность толщины покрытия, улучшить качество обработанной по-верхности и экологию на производстве, а также достигнуть более высокой производительно-сти по сравнению с существующими методами.

Впервые разработаны новые методы технологии обработки вязкоупругих полимерных материалов на крупногабаритных нежестких изделиях, позволяющие повысить точность толщины покрытия и качество поверхностного слоя.

Определена зависимость диаметра режущего инструмента от параметров датчика актив-ного контроля, позволяющая обеспечить максимальную точность толщины изоляции при ме-ханической обработке с активным контролем на базе вихревых токов:

)2/'(5.1 аhDD qи +⋅+= ,

где: Dи - диаметр режущего инструмента (например, торцовой фрезы); Dq - средний диаметр цилиндрического датчика активного контроля;


96

h′ - расстояние от поверхности металла до торца датчика активного контроля; a - толщина датчика активного контроля.

Сформулирована гипотеза о механизме скользящего фрезерования вязкоупругих поли-мерных материалов и разработаны основные закономерности формирования параметров элементов срезаемого слоя и обработанного поверхностного слоя.

Гипотезы о механизме скользящего резания и о повышении точности активного кон-троля при обработке диэлектрических полимерных материалов на металлических изделиях с использованием вихревых токов нашли экспериментальное подтверждение.

Разработана схематизированная физическая модель скользящего фрезерования поли-мерных материалов, которая устанавливает главнейшие связи и последовательность процес-сов и явлений, сопровождающих обработку резанием вязкоупругих полимерных материалов.

Разработаны принципиально новые схемы размерной обработки вязкоупругих поли-мерных материалов, основанные на использовании физического эффекта скользящего реза-ния, обеспечивающие полное выполнение основных технологических требований к качеству и точности обработанной поверхности.

УДК 621.00.2 В.А. Марунич к.т.н., доц. Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина

ПРОЦЕССЫ И ЯВЛЕНИЯ, СНИЖАЮЩИЕ РАБОТУ СКОЛЬЗЯЩЕГО

РЕЗАНИЯ МАТЕРИАЛОВ

Процесс скользящего резания материалов можно рассматривать как нарушение сплош-ности обрабатываемого материала в результате разрыва его межатомных или межмолеку-лярных связей и образование новых поверхностей.

Целью данной работы является создание новой закономерности отделения срезаемого слоя при механической обработке материалов, позволяющей решить научную проблему по преобразованию энергии деформации в работу разрыва межатомных или межмолекулярных связей на более ранней стадии. Это позволит снизить работу на отделение стружки, энерго-емкость процесса резания, его силовую напряженность, существенно улучшить качество по-верхностного слоя и открывает новые перспективы технологического повышения долговеч-ности и точности деталей машин.

Для реализации новой закономерности отделения срезаемого слоя материалов разраба-тываем специальные методы механической обработки: скользящее точение и скользящее торцовое фрезерование.

Скользящее точение отличается от традиционного тем, что процесс резания осуществ-ляют одной режущей кромкой, установленной под углом 70°≤λ≤90° к оси вращения заготов-ки.

Решена научная проблема обработки материалов резанием – энергия деформации пре-образована в работу разрыва межатомных или межмолекулярных связей на более ранней стадии.

Совокупность известных явлений при скользящем резании: скользящий ударный фрет-тинг; адгезионный износ; процесс микрорезания, которые проявляются как в отдельности, так и взаимосвязано с новым для процесса резания металлов распределением напряжений разного характера растяжения и сжатия в контактной зоне инструмента с заготовкой, откры-вают неизвестную до настоящего времени закономерность отделения срезаемого слоя с меньшими энергетическими затратами и создают перспективы технологического повышения долговечности деталей машин.


97

Созданы новые методы обработки материалов, реализующие процесс скользящего реза-ния: скользящее точение и скользящее торцовое фрезерование, которые открывают перспек-тивы технологического повышения долговечности деталей машин. Показано, что получен-ный поверхностный слой детали методом скользящего точения улучшает его геометрические характеристики более чем в 2 раза: Ra=0,2; Rz=1,37; Rmax=1,46; Sm=26,2.

Определены основные физические процессы в контактной зоне инструмента с заготов-кой, сопровождающие скользящее резание металлов, их последовательность, и установлено, что при скользящем резании имеет место плоское напряжённое состояние, сопровождающе-еся чистым сдвигом. Выведены зависимости удельной потенциальной энергии и работы аб-солютного сдвига от составляющих силы резания PZ и PХ.

Решена задача по достижению в контактной зоне инструмента с заготовкой условий, при которых происходит всемерное локальное снижение сопротивления обрабатываемого металла процессу резания, зарождение трещины и её развитие в определённом направлении.

УДК 621.9.015 + 621.91.01 А.Н. Кравцов асп. ФГАОУ ВПО «Уральский федеральный университет им. первого Президента России Б.Н. Ель-цина», г. Екатеринбург, Россия

ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ПОВЕРХНОСТЕЙ ДЕТАЛЕЙ БЛОЧНО-МОДУЛЬНЫХ ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ И ИХ ОБЕСПЕЧЕНИЕ

В последнее время, возникла необходимость применения многоступенчатых инстру-

ментов с модульными блоками, как например, блочно-модульных резцов, которые позволя-ют производить быструю и удобную замену их рабочей части. Это потребует предъявления к этим инструментам повышенных требований в части их эксплуатационных свойств. Такие требования распространяются как на диапазон этих свойств, так и на их количество. Следо-вательно, требуется изменение к подходу в области регламентации качества поверхностей инструментов и решение задачи многокритериальной системной оптимизации.

В теории технологического обеспечения эксплуатационных свойств, согласно классиче-ской схеме, принято регламентировать определенный набор параметров качества поверхно-стей. Классическая схема решения этой задачи хорошо себя зарекомендовала при обеспече-нии малого ограниченного набора свойств. Но она не решает рассматриваемую задачу при обеспечении большого числа эксплуатационных свойств. При решении данной задачи техно-логического обеспечения эксплуатационных свойств инструментов применяются комплекс-ные параметры. Выделяется два вида таких параметров – технологических и расчетно-конструкторских. Их формальные значения выводятся из условий эксплуатации. Считается, что для технологического обеспечения эксплуатационных свойств поверхностей деталей, необходимо, чтобы конструкторско-расчетное значение параметра было меньше, либо рав-ным, его технологическому значению. Это условие положено в разработанную методику мо-делирования. С разделением комплексных параметров на технологические и расчетно-конструкторские, возникает задача упрощения регламентации, единства подхода и снижения вероятности ошибок технологических решений. Один из вариантов такого решения это при-менение графических методов системной оптимизации.

При таком двухступенчатом технологическом обеспечении, где, разделены задачи кон-структора и технолога, критериями по определению метода обработки на финишном этапе являются необходимые условия максимума площадей эффективного значения эксплуатаци-онных свойств при рассматриваемом методе обработки ОЭМО, минимума проекции функ-ции затрат на их ось, а также максимума плотности распределения вероятности при ограни-


98

ченном наборе регламентируемых параметрах качества поверхности. На рис. 1. выделены области: ОДМО – область достижимых значений эксплуатационных свойств при рассматри-ваемом методе обработки (область D), ОРЭС – область регламентируемых значений эксплу-атационных свойств (область P), ОЭМО – область эффективных значений эксплуатационных свойств при рассматриваемом методе обработки (область A), Rai – регламентируемый пара-метр качества поверхности.

При не выполнении, одного или нескольких из этих условий, следует либо сменить ме-тод обработки на финишном этапе технологического процесса, либо сменить регламентиру-емые параметры качества поверхности, либо увеличить число этапов обработки поверхно-сти. Если же это не дало желаемого результата, то можно, пересмотреть перечень регламен-тируемых эксплуатационных свойств и выбрать из них те, которые являются доминирую-щими для рассматриваемых условий эксплуатации.

Рис. 1. Замена метода обработки при обеспечении заданного эксплуатационного свойства в случае

а) неудовлетворительного значения плотности вероятности Р(Ra) и б) неудовлетворительной величине затрат Ci

Рассматривая рис. 1 можно сказать, что область ОРЭС включает все эксплуатационные

свойства, которые конструктор задал технологу. Процесс моделирования, заключается в установлении наложений областей достижимых значений эксплуатационных свойств при рассматриваемом методе обработки ОДМО и рассмотренной выше областью (т.е. ОРЭС).

Блочные резцы, отличаются от всех других конструкций, наличием часто сменяемых элементов – блок-вставок и большого числа различного рода элементов до 30 и более. По-этому к поверхностям контактного взаимодействия деталей таких инструментов предъявля-ются повышенные требования в части как уровня, так и числа регламентируемых эксплуата-ционных свойств. Рассматривая блочные конструкции резцов, применяется теория системно-структурного анализа, позволяющая не только построить их схемы, с выявлением типов по-верхностей контактного взаимодействия, но и расположить элементы их конструкций в со-ответствии с направлениями действия составляющих сил резания, а также выделения от-дельной ветви в их конструкции – такой как, та что участвует в закреплении режущего эле-мента. Системно-структурный анализ заключается в структурировании элементов конструк-ций инструментов по условиям их межконтактного взаимодействия.

Данные исследования деталей блочно-модульных токарных резцов подтвердили обос-нованность регламентации состояния их поверхностей при помощи комплексных параметров


99

долговечности Д, равномерного износа И, несущей способности П и других. Для этих рез-цов, такие их показатели, как линейный износ, величина разрушающей подачи и др. при од-них и тех же регламентируемых параметрах качества поверхностей деталей этих инструмен-тов, имели меньшую дисперсию рассеяния, чем при использовании традиционной методики регламентации состояния их поверхностей. Введение моделирования технологического обеспечения эксплуатационных свойств поверхностей инструментов, при помощи системной оптимизации, позволяет в процессе разработки технологических процессов, наиболее полно использовать возможности методов их обработки. 539.3 О.Н. Алексейчук, С.И. Трубачев НТУУ «Киевский политехнический институт», г.Киев, Украина

МОДЕЛИРОВАНИЕ КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ ВОЛНОВОДА ПРИ

УЛЬТРАЗВУКОВОЙ СВАРКЕ

В настоящее время ульразвуковая сварка нашла свое применение во многих отраслях промышленности. Основой технологии ультразвуковой сварки металлов и пластмасс явля-ются механические колебания.

Типовая колебательная система состоит из электромеханического преобразователя , волноводного звена — концентратора колебательной скорости, акустической развязки си-стемы от корпуса машин , излучателя ультразвука — сварочного наконечника и опоры , на которой расположены свариваемые детали . Практическое применение нашли конический, ступенчатый и экспоненциальный волноводы (концентраторы), возможно также использова-ние параболического, гиперболического. Волноводы продольных волн служат для передачи энергии от преобразователя как первичного излучателя ультразвука непосредственно в зону сварки или к резонирующим элементам в виде стержней или дисков, работающих в режиме изгибных колебаний. Из ряда параметров, характеризующих их свойства, важнейшими в ко-нечном счете являются колебательная скорость, напряжение, мощность, которые сварочный наконечник способен передать в зону сварки. Методика их расчета обусловлена энергетикой процесса и особенностями технологии сварки. В зависимости от теплофизических, механи-ческих и акустических свойств и состояния поверхности свариваемых материалов произво-дится расчет энергии, необходимой для образования сварного соединения, мощности коле-бательной системы и, как следствие этого, амплитуды колебаний сварочного наконечника. Широко известны колебательные системы с использованием резонирующих стержней, рабо-тающих в режиме изгибных колебаний. При расчете волноводов, считаем, что колебания носят гармонический характер. Следует отметить, что аналитические методы не всегда яв-ляются эффективыми. Это связано, прежде всего, с различными видами граничных условий. В данной работе для определения динамических характеристик волноводов использовался метод конечных элементов. Для построения конечномерной задачи использовался двухузло-вой конечный элемент. В результате расчета был получен спектр собственных форм и частот колебаний волноводов различного вида. Полученные результаты могут быть использованы при проектировании волноводов и при выборе оптимальных режимов сварки.


100

УДК 621.22 В.Б. Струтинський, д.т.н., проф., Л.Г. Козлов, к.т.н., доц. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ЦИФРОВИЙ PID-РЕГУЛЯТОР З ДИНАМІЧНИМ FAZZY- КОРЕГУВАННЯМ

КОЕФІЦІЄНТІВ ДЛЯ МЕХАТРОННОЇ ГІДРОСИСТЕМИ МОБІЛЬНОЇ МАШИНИ

В країнах пострадянського простору випускаються і широко застосовуються різномані-тні мобільні машини (екскаватори, крано-маніпуляторні установки, навантажувачі) з гідро-системами на базі нерегульованих і регульованих насосів та розподільників з ручним керу-ванням релейного типу. При роботі таких машин часто виникають значні втрати потужності пов’язані з дроселюванням робочої рідини в гідросистемах. Останнім часом ведеться актив-ний пошук схем, що забезпечують мінімізацію втрат потужності

З метою зменшення втрат потужності в мобільних машинах розроблена мехатронна гід-росистема на основі пропорційних гідророзподільників, двох регульованих насосів, системи датчиків та контролера. Контролер оперативно комутує підключені гідродвигуни з регульо-ваними насосами, забезпечуючи їх індивідуальний привод

Динамічні характеристики гідросистем мобільних машин (запас стійкісті, перерегулю-вання, швидкодія) повинні відповідати певним вимогам. Для забезпечення вимог до динамі-чних характеристик в мехатронній гідросистемі використано цифровий PID-регулятор.

Розроблено нелінійну математичну модель мехатронної гідросистеми в середовищі MATLAB-SIMULINK. В процесі досліджень виявлено, що динамічні характеристики мехат-ронної гідросистеми можуть бути покращенні за рахунок оперативного корегування коефіці-єнтів PID-регулятора в залежності від режимів роботи мехатронної гідросистеми.

Корекція параметрів PID-регулятора в перехідному процесі забезпечується FUZZY- блоком, якій генерує значення коефіцієнтів диференційної Кі та інтегральної Kd складових в залежності від значень величини тиску рс на вході працюючого гідродвигуна та величини площі fд робочого вікна пропорційного гідророзподільника. Коефіцієнт підсилення цифрово-го регулятора прийнято Кp=1.0.

База правил FUZZY- блока сформована на основі досліджень впливу коефіцієнтів Кі , Kd та Kp на динамічні характеристики мехатронної гідросистеми при різних навантаженнях та режимах роботи. УДК 681.2.002: 658.512.4:004 С.П. Выслоух к.т.н., доц. НТУУ «Киевский политехнический институт», г. Киев, Украина

СОВРЕМЕННЫЕ ИНФОРМАЦИОННЫЕ ТЕХНОЛОГИИ В ЗАДАЧАХ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ПОДГОТОВКИ ПРОИЗВОДСТВА

Технологическая подготовка производства характеризуется множеством решаемых за-дач. Качество решения этих задач на ЭВМ существенным образом зависит от таких трех со-ставляющих: исходная информация для решения конкретной задачи; математическая модель объекта или процесса; метод решения задачи. Известно, что каждая технологическая задача требует применения соответствующей начальной информации, которая обычно отличается количеством параметров и имеет значительную размерность массивов. От полноты этой ин-формации существенно зависит качество полученных решений и результаты технологиче-ской подготовки производства в целом. Таким образом, актуальными являются вопросы


101

применения современных методов подготовки информации и обоснованного выбора методов формализации решаемых задач. Поэтому поставлена задача создания методик начальной об-работки технологической информации, которая обеспечит ее полноту и не увеличит слож-ность решаемых технологических задач. Для этого предлагается использовать эффективные методы многомерного статистического анализа.

Решение любой многомерной задачи требует максимального учета всех входных факто-ров, что, в свою очередь, приводит к ее значительному усложнению. Поэтому с помощью методов факторного и компонентного анализа и многомерного шкалирования можно значи-тельно уменьшить исходную размерность информационных массивов путем их сжатия без снижения их начальной информативности. Такими методами можно получить меньшее ко-личество латентных переменных, которые с заданной точностью учитывают ее начальное состояние. Разработаны алгоритмы и составлены программы, которые реализуют методы сжатия информации.

Значительное количество задач технологического проектирования связано с классифи-кацией и распознаванием образов. Это является важным при автоматизации проектирования технологических процессов, определении рациональных условий обработки новых кон-струкционных материалов и решении других технологических задач. Для решения множе-ства задач классификации, группирования и распознавания образов, предлагается применять методы кластерного и дискриминантного анализа. Выполнена алгоритмическая и программ-ная реализация данных методов и их апробация при решении задач технологической подго-товки производства.

Качество решения задач технологической подготовки производства существенным об-разом зависит от применяемой математической модели, которая описывает исследуемый процесс или объект. Поэтому рассматриваются вопросы выбора эффективных методов мате-матического моделирования с учетом решаемой технологической задачи. УДК 620.179.14(088.8) В.І. Скицюк к.т.н., І.М. Діордіца ас. НТУУ“Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

АНАЛІЗ МЕТОДІВ ТА ПРИЛАДІВ РЕЄСТРАЦІЇ ТОРКАННЯ У МЕТАЛООБРОБЦІ

Прогрес нових технологічних процесів в умовах роботи гнучких автоматизованих си-

стем та точного машинобудування та приладобудування вимагає підвищення точності виго-товлення деталей та надійності супутнього контролю процесу металообробки. Контроль ста-ну механічної обробки містить у собі визначення плинного та межового стану різального ін-струменту (знос, навантаження, досягнення критичного зносу, вилущення, руйнація). Відо-мо, що контроль металообробного обладнання та робочого інструменту може бути проведе-ний з допомогою прямих чи посередніх методів, які засновані на вимірюванні емісійних фізичних явищ, які утворює зона обробки матеріалу (тобто його руйнації) [1, 2] Під такими емісійними явищами розуміють силові навантаження, потужність металообробки, акустична емісія, електромагнітна емісія, теплова емісія. В залежності від конкретного фізичного явища покладеного у принцип роботи системи контролю різального інструменту отримується і ступінь точності та надійності контролю. Методи прямого контролю дозволяють безпосе-редньо отримувати виміри абсолютних значень зносу інструменту та розмірів деталі.

Методи посереднього контролю дозволяють визначити різні ситуації з інструментом і є більш комфортні з точки зору контролю сигналів, які надходять з зони різання. Але ці мето-ди мають недоліки точності виміру зносу інструменту. Основним недоліком усіх пристроїв контролю є незадовільна швидкодія аналізу стану робочого інструменту. Найголовнішою з


102

них є швидкість отримання інформації про торкання інструменту та деталі в умовах підви-щеного забруднення поверхні. В таких умовах необхідно з великою швидкістю визначити момент торкання інструмента та деталі; проаналізувати чи дійсно це є торкання інструменту та деталі і виробити команду зупинки інструменту (тобто рушійної системи). Після всіх цих технологічних операцій є необхідним час до зупинки інструменту. Між координатою дійсно-го торкання та координатою зупинки різального інструменту буде різниця, яка залежить від швидкості руху об‘єктів та часу необхідного для визначення факту торкання, рішення про зупинку та гальмування. У зв‘язку з цим є актуальність розробки надшвидкодіючих систем визначення торкання. Підвищення швидкодії системи торкання дає можливість побудувати системи з прецизійними характеристиками аналізу торкання в умовах забруднення обладна-ння. В результаті вище викладеного було визначено що процес торкання є головним формот-ворчим фактором, який має безпосередній вплив на якість кінцевого продукту виробництва, а його контроль є важливим фактором підтримки високоякісної технології. В результаті про-веденого аналізу створено класифікацію приладів реєстрації торкання, яка дозволяє визначи-ти вимоги до принципів побудови систем датчиків, їх необхідні технічні характеристики та аспекти застосування; сучасна система торкання повинна мати велику швидкодію (не гірше за 100мкс) та можливість задовільного розташування на інструменті або поблизу нього; визначено що найбільш ефективні системи торкання для контролю процесу механообробки повинні мати наступні інформаційні виходи до CNC технологічного обладнання: при-сутність; відстань; торкання; якість торкання; готовність, що підвищує якість прецизійних технологічних процесів механообробки. УДК 531.391:518.5 О.В. Литвин к.т.н., доц. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ОЦІНКА ПОХИБОК ОБРОБКИ НЕЖОРСТКИХ ДЕТАЛЕЙ

Вимоги до підвищенню точності обробки деталей безперервно підвищуються, і ця тен-

денція досить важлива для розвитку сучасного виробництва. Розмірна обробка тонкостінних деталей на технологічних операціях точіння, шліфування і інших пов'язана з прогином обро-блюваних поверхонь під дією сил різання і закріплення з подальшим формуванням пов'яза-них з цим похибок обробки. Вказане найбільш характерний для обробки деталей силового устаткування, матеріалом яких є високо - і надзвичайно міцні матеріали з низькою оброблю-ваністю. Важливо оцінити можливі похибки обробки на стадії технологічної підготовки ви-робництва. Для оцінки похибок обробки точних деталей можна використати такі параметри, як розмірний допуск, якість поверхні, нециліндричність та некруглість.

Загальна похибка обробки складається з похибок метода обробки, геометрії верстата, похибок кінематики приводів, похибок внаслідок статичних деформацій пружної системи верстата та динамічних похибок обробки. Похибки обробки по абсолютному значенні стано-влять кілька мкм (іноді кілька мм). Розкладення таких незначних величин на складові можна провадити на основі принципу суперпозиції, якщо складові похибок можна вважати незале-жними одна від однієї.

Похибки з’являються через розміщення затискних кулачків відносно напрямку радіаль-ного навантаження коливання (переміщення) системи заготовка - затискний патрон. Ця по-хибка вище, коли радіальна сила розміщується між затискними кулачками та зменшується, коли радіальна сила направлена на затискний кулачок. Крім того, аналіз частоти коливань сили різання вказує на коливання частоти обертання шпинделя, яка підтверджується коли-ванням жорсткості системи шпиндель - патрон за один оберт. Цей фактор можна визначити


103

як кутову орієнтовану жорсткість і яка впливає на параметричну вібрацію, яка в свою чергу впливає на точність обробки.

Аналіз літературних джерел показав, що існуючі методи розрахунку похибок, що вини-кають від сил різання і закріплення має багато недоліків. В практиці виготовлення, збирання та експлуатації тонкостінних деталей їх часто доводиться навантажувати n силами, які при-кладені по дузі β і рівномірно розташовані по колу. Некруглість обробленої деталі є най-більш важним геометричним відхиленням, так як вона впливає на розмірну точність та інші важливі фактори, в тому числі на підгонку деталей машини і на зношення обертових деталей. Зазвичай некруглість — це закономірно чи випадково розподілені відхилення реального профілю від ідеального кола, які можуть бути результатом впливу ряду параметрів системи верстат – інструмент - деталь під час обробки.

Для оцінки похибок обробки нежорстких деталей можна використати такі параметри, як розмірний допуск, якість поверхні, нециліндричність, неспівісність, неконцентричність та некруглість. Зазвичай в якості критерію оцінки якості обробленої деталі використовується тільки розмірний допуск. Якщо заміряні значення діаметру та довжини деталі знаходяться в межах допуску, то деталь часто призначається годною. Але діаметр деталі повинен бути од-наковим, а похибки її геометричної форми виходятьза межі допустимих.

При розточуванні отвору на токарному верстаті заготовка, закріплена в двох, трьох, чо-тирьох, чи шестикулачковому патроні обертається, а в цей час розточний різець, встановле-ний на каретці верстата, врізається в заготовку. При закріпленні круглої заготовки в патроні вона пружно деформується. Після розточування заготовки некруглість її циліндричної пове-рхні дорівнює нулю, а після витягання заготовки з патрону вона пружно деформується и на-магається прийняти початкову форму. В результаті виникає некруглість розточеного в заго-товці отвору. Цей тип некруглості зустрічається при механічній обробці досить часто. Не-круглість є найбільш важливим геометричним відхиленням, так як вона впливає на розмірну точність та інші важливі фактори, такі як складання деталей машини і на зношення оберто-вих деталей.

Оскільки значення некруглості знаходять як різницю між найбільшим та найменшим радіусами, між якими знаходиться виміряний профіль, ці радіуси потрібно виміряти з визна-ченого центра. Центр може бути визначений чотирма різними способами, які дають трохи різні положення центра та значення ширини радіальної зони (рис.1.).

Некруглість

Виміряний профіль

а б


104

а

г Некруглість в

Рис 1.Чотири варіанти визначення центру виміряного профілюдеталі. В стандартах DIN 1319 передбачені наступні чотири варіанти визначення центру: а) Центр, що відповідає умові мінімальній різниці радіусів. Некруглість виміряна в раді-

альному направлені між двома колами, проведеними із центру, забезпечуючи найменшу від-стань між ними.

б) Центр, знайдений за методом найменших квадратів. Некруглість вимірюється по ме-тоду найменших квадратів.

в) Центр, найбільшої вписаного кола. Некруглість може бути виміряна при установці по центру найбільшого вписаного кола.

г) Центр найменшого описаного кола. Некруглість може бути виміряна при викорис-танні центру найменшого описаного кола.

У більшості випадків оцінка некруглості може бути визначена по способу (г), який мо-же бути реалізований шляхом накладення шаблону на полярну діаграму.

УДК 621.91.01:543.1 О.В. Шевченко д.т.н., проф. НТУУ „Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ПРИНЦИПИ РОЗРОБКИ ІНСТРУМЕНТАЛЬНОГО ОСНАЩЕННЯ З ОРІЄНТОВАНОЮ ЖОРСТКІСТЮ ДЛЯ ВІБРОСТІЙКОГО ТОЧІННЯ

При токарній обробці нежорстким консольним інструментальним оснащенням боротьба

з шкідливими коливаннями є особливо актуальною. Це обумовлено суттєвим впливом такого оснащення на роботу всієї технологічної системи верстата.

В залежності від оброблюваного матеріалу, геометрії інструменту, режимів та інших умов різання стружкоутворення може бути стійким з утворенням неперервної зливної стру-жки, або нестійким з утворенням стружки надлому чи елементної. Сила різання в першому випадку є відносно постійною, а у другому періодично змінюється.

Нестійке стружкоутворення викликає, як правило, втрату вібростійкості динамічної си-стеми верстата. Виникають недопустимі автоколивання і погіршується якість обробленої по-верхні. Основними способами підвищення вібростійкості процесу токарної обробки є: - оп-тимальна орієнтація головних осей жорсткості і підбор співвідношень жорсткостей і мас елементів системи; - забезпечення умов, при яких збільшення сили різання викликає відтиск інструменту від оброблюваної деталі (ефект „додатної” жорсткості); - збільшення демпфіру-вання в системі. При цьому, для забезпечення вібростійкості пружної системи верстата рекомен-дується, щоб її жорсткість була можливо більшою в напрямку нормалі до оброблюваної поверх-ні, або в напрямку сили різання, а в інших напрямках жорсткість системи повинна бути меншою, щоб не сприяти втраті вібростійкості системи внаслідок координатного зв'язку.


105

Разом з тим, для забезпечення вібростійкості токарної обробки (особливо нежорстким інструментальним оснащенням) кут розвороту головних осей жорсткості пружної системи інструменту бажано наближати за величиною до половини кута, який визначає напрямок дії сили різання відносно дотичної до оброблюваної поверхні. При цьому вісь найбільшої жорс-ткості може бути направлена вздовж однієї з головних координат пружної системи інструме-нту. За такої орієнтації головних осей жорсткості пружної системи інструменту забезпечу-ються умови обробки з „додатною” жорсткістю. При цьому ефект „від’ємної” жорсткості, що є однією з причин втрати системою вібростійкості при різанні, не виникає. Реалізацію цього положення можна здійснити вибором раціональних параметрів інструментального оснащен-ня.

На основі теоретичного дослідження процесу токарної обробки та за допомогою про-грамного комплексу MATLAB/Simulink розроблено математичну модель пружної системи інструменту, в якій враховано вплив конструктивних особливостей консольного інструмен-тального оснащення на процес формоутворення при точінні, а саме: - підтверджено, що сут-тєвий вплив на величину статичної характеристики пружної системи інструменту КПС має кут розвороту β головних осей її жорсткості та підбір співвідношень жорсткостей елементів підсистеми; - визначені параметри пружної системи інструменту, при яких існує „від’ємна” жорсткість (КПС < 0), що викликає занурення інструменту в оброблювану деталь при збіль-шення сили різання і є однією з причин втрати вібростійкості при різанні; - підтверджено, що найбільші значення ширини зрізу при обробці консольним інструментом можна отримати за умови β = α/2 та при співвідношеннях жорсткостей в напрямках головних осей жорсткості сmin/сmax ≈ 0,7.

Отримані теоретичні положення використані при проектуванні спеціального інструмента-льного оснащення для точіння та розточування, а експериментальними дослідженнями при рі-занні різцетримачами та борштангами з орієнтованою жорсткістю встановлено підвищення про-дуктивності обробки в 1,4 рази за рахунок інтенсифікації режимів сталого різання. УДК 621.9.01 В.П. Ларшин д.т.н., Н.В. Лищенко к.т.н., А.В. Якимов д.т.н. Одесский национальный политехнический университет, г.Одесса, Украина

ВЛИЯНИЕ ПРИНУДИТЕЛЬНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ОБРАБАТЫВАЕМОЙ

ПОВЕРХНОСТИ НА ТЕМПЕРАТУРУ ШЛИФОВАНИЯ

Температурный фактор является одним из важнейших при оптимизации процессов лез-вийной и алмазно-абразивной обработки. Задача определения температурного поля при ме-ханической обработке резанием, и в частности при шлифовании, рассмотрена в большом ко-личестве работ, однако до сего времени остается ряд нерешенных вопросов, к числу которых относится влияние охлаждающего воздействия среды, например СОЖ, на формирование температурного поля подвижного полосового источника и физико-механическое состояние поверхностного слоя. В данной работе предлагается новый подход к определению темпера-туры шлифования на поверхности и по глубине поверхностного слоя. Для усиления общно-сти подхода (т.е. для охвата любых условий и материалов) все приводимые ниже зависимо-сти представлены в безразмерном виде.

Температурное поле на этапе нагрева описывается математической зависимостью, представляющей собой решение одномерного дифференциального уравнения теплопровод-ности. Особенностью подхода является условие пропорциональности безразмерного времени действия реального теплового источника на этапе нагрева безразмерной его полуширине, по-


106

скольку обе эти величины (при стационарном температурном поле) связаны. Это позволяет при использовании решения одномерного дифференциального уравнения теплопроводности (не содержит пространственных параметров теплового источника в направлении его равно-мерного движения по координате Z со скоростью V ) иметь виртуальную координату Z ′ , ко-торая пропорциональна безразмерному времени. Это время при равномерном движении ис-точника пропорционально реальной координате Z .

Зависимость для определения безразмерной температуры на этапе нагрева с учётом принятых обозначений имеет вид

0( , ) 2 ,2

XX H H ierfc

HΘ = π ⋅ + θ (1)

где H – безразмерная пространственная координата, аналогичная координате Z в двумер-ном дифференциальном уравнении теплопроводности (характеризует переменную безраз-

мерную полуширину источника на этапе нагрева), 2

2 4

Vh VH

a a

τ= = , причём 0 ÍH H≤ ≤ ;

0 Í ÀÃÐ≤ τ ≤ τ – размерное время нагрева, с; ÍH – максимальное значение H , которое точно

равно безразмерной полуширине H источника в двумерной задаче, 2

4Í ÀÃÐ

ÍV

Ha

⋅ τ=

⋅; Í ÀÃÐτ –

размерное время нагрева на этапе нагрева, с; V – скорость перемещения реального источни-ка тепла (скорость детали при шлифовании), м/с; h – полуширина реального полосового ис-

точника тепла, м; X – безразмерная координата, 2

VxX

a= ; x – размерная координата по глу-

бине поверхностного слоя, м; a – коэффициент температуропроводности, м2/с; 0θ - безраз-мерная температура обрабатываемой заготовки (постоянная величина).

Температуру шлифования ( , , )Î Í ÎX H ÍΘ на этапе охлаждения (с начальными условия-ми, полученными на этапе нагрева) находят по уравнению

( , , )Î ÕË Í ÎX Í ÍΘ =2 22

0

1[ exp exp

2 2 2

V

a

ÍÎ Î Î

X X X X Bi

HÍ Í Í

∞⋅ ′ ′− + − + − − × π

2

exp ( ) ] ( )2

Î ÎH H HÎ

Bi Bi X X BiÍ X X erfc Í f X dX

H H HÍ

′+ ′ ′ ′× + + ⋅ + × +

2

24

2

0

exp2

[ exp( )

Îa

HV Î

ÎH H H HÎ

X

H HBi Bi Bi Bi

H H XH H H HH H

− − + − − + × π −

(2)

( )] ;Î C ÎHÎ

X Bierfc H H H dH

HH H

× + − ⋅θ −

0,( ) 22

HÍ

Xf X H ierfc

H

′′ = π + θ⋅

где hBi

α=λ

– критерий Био, характеризующий теплообмен, h – полуширина пятна контакта,

определяемая из выражения 2HVh

Ha

= ; α – коэффициент теплообмена, Вт/(м2·ºС);

2

4Î ÕË

ÎV

Hà

τ= – безразмерная виртуальная координата Z ′ , пропорциональная реальному


107

времени охлаждения Î ÕËτ , которое отсчитывается от момента окончания этапа нагрева, 0 ÎH≤ ≤ ∞ ; ( )C ÎHθ – безразмерная температура охлаждающей среды (может изменяться во

время обработки). Для получения размерной температуры на этапах нагрева и охлаждения необходимо

выражения (1) и (2) умножить на общепринятый в теплофизике механической обработки ко-

эффициент 2q aK

V=πλ

, где q – интенсивность теплового потока, Вт/м2; λ – коэффициент теп-

лопроводности, Вт/(м · 0С). Исследование уравнения (2) проводили в среде MathCAD при следующих исходных

данных, характеризующих процесс шлифования: HH = 3,472; Bi =0,417; 0θ = ( )C ÎHθ = 0. При

этом h = 1,67 мм, a = 8·10-6 м2/с, α = 10 000 Вт/(м2·ºС) и V = 2 м/мин. Безразмерную коор-динату ÎH на соответствующем этапе охлаждения меняли в интервале, который в 6 раз пре-вышал величину ÍH , т.е. 0 6Î ÍÍ Í≤ ≤ .

Уравнения (1) и (2) описывают температурный цикл шлифования на этапах нагрева и охлаждения обрабатываемой поверхности, соответственно, с погрешностью не более 10 % по отношению к известному двумерному решению В.А. Сипайлова, однако, в отличие от этого решения, учитывают начальную температуру заготовки и температуру охлаждающей среды (СОЖ).

Разработанные теоретические зависимости (1) и (2) можно использовать для оптимиза-ции конструкций прерывистых шлифовальных кругов, а также в качестве математического обеспечения систем компьютерной диагностики технологических процессов и адаптивного управления станками с ЧПУ по температурному критерию с целью оптимизации процессов лезвийной и алмазно-абразивной обработки.

УДК 531.391:518.5 О.В. Литвин к.т.н., доц., Є.О. Бульда НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ЕНЕРГЕТИЧНИЙ ПІДХІД ДО ВИЗНАЧЕННЯ ГРАНИЧНОГО ЗУСИЛЛЯ ЗАТИСКУ

В ПРОЦЕСІ ОБРОБКИ

Підвищення продуктивності на операціях точіння та фрезерування досягається за раху-нок високошвидкісної обробки (High Speed Cutting), яка все ширше впроваджується в проми-словості і пов'язана з багаторазовим (в 5-10 разів) підвищенням швидкостей різання і подач. Сили різання можуть досягати 5 ... 7 кН. Точність виготовлення деталей, яка забезпечується при чистових операціях, також є однією з найважливіших характеристик якості і характери-зується стабільністю розмірів, відхиленнями геометричної форми, хвилястістю і шорсткістю поверхні. Для підвищення техніко-економічних показників верстатів на чистових операціях необхідно збільшувати швидкість різання і зменшувати подачу, підвищуючи при цьому про-дуктивність обробки і якість обробленої поверхні і використовувати досконалу оснастку, в т.ч. високоточні затискні патрони, системи для прецизійного затиску і балансування осьово-го інструменту (16 000-20 000 хв-1) з радіальним биттям до 3 мкм. При розробці затискних патронів такого типу перед проектантом стоїть завдання знаходження розподілених наван-тажень в його елементах та також величин переміщень окремих точок конструкції, як при статичному характер зовнішнього навантаження, так і в умовах дії динамічних навантажень. Потрібні потужніші та технічно досконаліші методи та устаткування для виконання постав-лених інженерних задач. Зокрема, при обробці на токарних верстатах особливу увагу слід


108

приділяти установочно-затискним механізмам, які повинні забезпечувати надійне та точне базування утримання заготовок за умови складно-деформованого стану.

Однією з найбільш важливих задач є визначення необхідної сили затиску заготовки, що повинна забезпечити незмінне положення на протязі всього процесу оброблення та за-безпечити її цілісність, тобто запобігти зминанню чи деформації заготовки після розтиску затискного механізму. Зважаючи на конструктивні особливості об’єкту дослідження (шести-кулачковий самоцентруючий затискний патрон по патенту України №66023), та умов його експлуатації, важливим є дослідження не статичного впливу навантажень на систему, за яким розрахується необхідна сила затиску заготовки згідно загальноприйнятих машинобуді-вних норм, а розрахунок в динаміці, тобто врахування як статичної так і динамічної складо-вої, що діє на систему патрон-заготовка (рис.1).

Метою роботи є дослідження залежності W =f(n) величини сили затиснення (W, кН) від частоти обертання (n, хв-1) на прикладі патрону токарного верстата. За отриманими результа-тами встановити межу експлуатаційного використання, тобто граничну частоту обертання, що забезпечує необхідну силу для утримання заготовки.

Для вирішення задачі використане середовище T-Flex Parametric CAD, а саме метод кін-цевих елементів модуля «T-Flex Аналіз».

В процесі створення цифрової 3D-моделі для розрахунку з конструкції патрона вилучені конструктивні елементи та деталі, що не приймаються безпосередню участь у роботі механі-зму. Важливо вилучити дрібні конструктивні та технологічні елементи, такі як: фаски, окру-глення, проточки і т.д., такі елементи вносять в систему додаткові значення розрахункових параметрів, що меншою мірою впливають на точність отриманих результатів і більшою мі-рою впливають на їх коректність, чим і знижують ступінь довіри. Такі обмеження пов’язані з виникненням плоских, або некоректних елементів МКЕ-сітки. Для визначення падіння зати-ску необхідно порівняти складно-деформований стан системи в стані спокою, тобто за відсу-тності обертання, але навантаженої затискним зусиллям, з станом, коли на патрон впливає відцентрова сила. В процесі складно-деформованого стану отримуємо результати у вигляді 3D епюр

Оптимальна сила затиску

ЗНИЖЕНА СИЛА ЗАТИСКУ

Заготовка може не втриматись в патроні

Загроза персоналу

Пошкод-ження машини, інструменту і деталі

НЕДОСТАТНЯ АБО НЕНАДІЙНА ОБРОБКА

ПІДВИЩЕНА СИЛА ЗАТИСКУ

Зайве обмеження можливого

числа обертів

Збільшеннядеформації заготовки

Збільшення енергоспо-живання

НЕРЕНТАБЕЛЬНА ТОКАРНА ОБРОБКА

СИЛА ЗАТИСКУ

Рис.1. Вплив величини сили затиску на складові процесу обробки


109

Виконані розрахунки зміни динамічної складової сили затиску від частоти обертання досліджуваного затискного патрону в межах, коли сила затиску заготовки впаде до 1/3 відно-сно початкового значення, тобто до 33% (рис.2).

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000Частота обертання n,об/хв

Сила затиску

W,

kН

Крива падіннясили затиску

Залишковінапруження 33%

Рис.2. Залежність величини сили затиснення від частоти обертання

Аналізуючи наведений вище графік, можна зробити висновок, що побудована залеж-

ність коректно відображає характер зміни падіння затискного зусилля на кулачках та грани-чне значення по частоті обертання складає 3700 хв-1. Також судячи з величин максимальних частот використання, можна стверджувати, що досліджуваний затискний патрон працює в близькому діапазоні в порівнянні з аналогічними самоцентруючими патронами фірми Schunk моделей NCS 250 i NCR 200, подібна за габаритами ьа конструкцією.

УДК 621.785 С. М. Чернега д.т.н., проф., К. М. Гриненко к.т.н., доц., І. А. Поляков студ. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ПІДВИЩЕННЯ ЗНОСОСТІЙКОСТІ ПОВЕРХНЕВИХ ШАРІВ СТАЛЕЙ

БОРИДНИМИ ПОКРИТТЯМИ ЗА УЧАСТЮ БОРУ ТА ЛЕГУЮЧИХ ЕЛЕМЕНТІВ

Експлуатаційні властивості і довговічність будь – якого механізму в значній мірі визначаються станом поверхневих шарів матеріалу, в яких концентруються найбільші напруги, і які відповідальні за такі властивості як корозійна стійкість, жаростійкість й зносостійкість виробу або механізму в цілому.

Метою даної роботи була розробка технології дифузійного борування сталей з легую-чими добавками: Cu, отримане при введенні в насичуючу суміш для борування порошку Cu, Сu2O, Cu3P, Mo, V, Nb, Cr, Ti, Mn або W в порошкових сумішах на основі карбіду бору; ви-вчення впливу цих елементів на показники зносостійкості, тріщиностійкості, мікротвердості.

Зносостійкість зразків оцінювали по пройденому шляху і втраті маси, яку вимірювали на аналітичних терезах ВЛР-200Г з точністю до п’ятого знаку. За величиною втрати маси знаходили показник зносостійкості досліджених зразків із захисними покриттями, кг/м2:

I = ∆ m / S, де ∆m – втрата маси, кг; S – площа поверхні тертя зразка, м2.


110

Зносостійкість боридних фаз в залежності від типу легуючого елемента зростає в наступному ряду: FeB, Fe2B (Fe+V)B, (Fe+V)2B (Fe+Cr)B, (Fe+Cr)2B (Fe+Ti)B (Fe+Ti)2B (Fe+Сu)B, (Fe+Сu)2B. Як відомо, зносостійкість боридних фаз пов'язують з їх мікротвердістю і чим вище мікротвердість тим більше зносостійкість. У міру збільшення мікротвердості боридних фаз в залежності від виду легуючого елемента можна побудувати наступний ряд: (Fe+Сu)B, (Fe+Сu)2B FeB, Fe2B (Fe+V)B, (Fe+V)2B (Fe+Cr)B, (Fe+Cr)2B (Fe+Ti)B, (Fe+Ti)2B.

Мікротвердість боридних фаз FeB становила 18,5 ГПа, а фази Fe2B – 14,5 ГПа, при ле-гуванні міддю вона зменшувалася і становила для фази (Fe + Сu)B – 15,5 ГПа, а для фази (Fe + Сu)2B – 14,5 ГПа, а при легуванні V, Cr, Ti збільшувалася і відповідно становила для фази (Fe + V)B – 19,5 ГПа, а для фази, (Fe + V)2B – 16,0 ГПа, (Fe + Cr)B – 21,0 ГПа, (Fe + Cr)2B – 16,5 ГПа, (Fe + Ti)B – 21,5 ГПа, (Fe + Ti)2B – 17,5 ГПа.

На рис. 1 представлена мікроструктура боридного покриття без легування та леговано-го міддю. Топографії поверхні зношування боридних покриттів, легованих міддю представ-лено на рис. 2, з якого видно, що зношування має дискретний характер. В місцях контакту зразка з контртілом утворюються мікротріщини і починається їх руйнування.

Мідні включення зосереджуються на поверхні і в при поверхневій зоні фаз FeB і поши-рюються на глибину 10 – 20 мкм від поверхні шару. Розміри мідних включень досягають у поперечному перерізі 1 – 1,5 мкм, а в поздовжньому перетині, що збігається з напрямком бо-ридних голок, становить до 2 мкм. Мідні включення можуть зосереджуватися близько пор в боридному покритті і окантовувати стінки пори.

Встановлено, що найкращим покриттям при зношуванні в умовах сухого тертя – ков-зання є боридне покриття, леговане міддю, отримане при введені в насичуючу суміш для бо-рування порошку Сu2O, що приводить до формування градієнтної структури боридних ша-рів. Бороміднення обумовлює підвищення зносостійкості боридних шарів в 2 рази порівняно з не легованими.

а б в

Рис. 1. Структура поперечного шліфа боридного покриття, легованого Cu (добавка Cu2O в насичу-ючу суміш) на сталі 20 – світлі вкраплення – Cu

х300 х1200 х3000 х 6000

Рис. 2. Топографія поверхні зношування боридних покриттів легованих міддю на сталі 20

Мікрорентгеноспектральним аналізом на установці РЕМ – 106І встановлено дискретний розподіл міді (Cu) в поверхневих ділянках боридних покриттів (рис.3).


111

Рис. 3. Мікрорентгеноспектральний аналіз поверхні зносу боридного покриття, легованого міддю (добавка Cu2O в насичуючу суміш)

УДК 621.375.826:621 Л.Ф. Головко д.т.н. проф., M.С. Блощицин ас., С.Ю. Диптан асп., О.В. Гладченко студ. НТУ України «Київський політехнічний інститут» м. Київ, Україна

ВИЗНАЧЕННЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПАРАМЕТРІВ ПЛАЗМОТРОНІВ ДЛЯ

НАПЛАВЛЕННЯ Розглядаються питання особливостей конструкцій плазмотронів для отримання плазмо-

вого струменя певної конфігурації та розмірів. Наведено детальний теоретичний аналіз стандартних конструкцій плазмотронів, що ви-

користовуються для нагрівання матеріалу у вигляді дроту чи порошку. Головною особливіс-тю використання матеріалу для наплавлення у вигляді порошку – є можливість комбінації різних композицій, створення спеціальних сумішей для отримання особливих властивостей, які не можливо отримати використанням стандартних порошкових сумішей.

Застосування матеріалу для наплавлення у вигляді порошку на противагу дроту дозво-ляє дуже широко варіювати режимами обробки без значної зміни фізико-механічних харак-теристик наплавлених шарів.

Повідомляються результати теоретичного й експериментального вивчення механізму плазмового нагрівання.

Наведено дані про основні технологічні закономірності процесу наплавлення з викорис-танням вибраних плазмотронів, що відбивають зв'язок їх основних параметрів (потужності плазмового джерела, діаметра сопла, витрати й схем подачі плазмо утворюючого газу, теп-лофізичних характеристик порошків, що нагріваються і властивостей матеріалу основи на яку наплавляється) з вихідними параметрами (геометричними характеристиками наплавле-ного шару й шару сплавлення з матеріалом основи, їх структурно-фазовим складом, характе-ристиками напружено-деформованого стану й інших характеристик якості). Розглянуто ме-тодики визначення температур плазмового потоку.


112

УДК 621.791.92(019) M.С. Блощицин ас., Л.Ф. Головко д.т.н. проф., С.Ю. Диптан асп., О.В. Байбакова студ. НТУ України «Київський політехнічний інститут» м. Київ, Україна

ПЕРЕВАГИ ЛАЗЕРНО-ПЛАЗМОВОГО НАПЛАВЛЕННЯ З ВИКОРИСТАННЯМ ЕНЕРГІЇ УЛЬТРАЗВУКОВИХ КОЛИВАНЬ

Значна частка відмов машин, що працюють в умовах дії абразивних і агресивних сере-

довищ, високих температур та тисків, безпосередньо пов'язана зі зношуванням контактуючих поверхонь деталей, втратою геометричних форм і розмірів. До таких деталей можна віднести лопатки газових турбін, що працюють при температурах 900-10000С, дії агресивного газово-го потоку й абразивних часток, підп'ятники турбокомпресорів, цапфи бурових доліт, колін-часті й розподільні вали двигунів й ін.

Відновлення деталей машин і механізмів після їх спрацювання, а також надання повер-хневим шарам особливих фізико-механічних характеристик, що зменшують швидкість їх зношування, є одним із важливих завдань машинобудування. Ці технології забезпечують значне збільшення ресурсу роботи та надійності машин, а також зменшення витрат на їх ви-готовлення. Комбінований процес лазерно-плазмового наплавлення є похідним від класично-го методу лазерно-порошкового наплавлення. При цьому плазмовий струмінь, як додаткове джерело енергії, використовується виключно для підготовчої операції – нагрівання порошко-вої суміші до температур 0,8-0,9 Тпл. Такий спосіб дозволяє радикально збільшувати проду-ктивність процесу без суттєвого впливу на його якісні показники та собівартість. Згадана те-хнологія дозволяє отримати досить високі якісні властивості наплавлених шарів у порівняні з традиційним чисто лазерним газо - порошковим наплавленням. Однак вона має і певні недо-ліки: важко контрольовані залишкові напруження, наявність тріщин і пор, обмеження по утворенню розчинів основного і присадкового матеріалів і таке інше.

У даній роботі приведений аналіз дефектів, що властиві шарам, які отримані лазерно-плазмовим наплавленням із використанням УЗК, і традиційних методів їх запобігання або усунення. Розглядаються питання можливості застосування енергії ультразвукових коливань для підвищення якості наплавлених шарів. В цьому аспекті розглянуті процеси, що протіка-ють у ванні розплаву при накладанні на неї ультразвукових коливань, і визначений їх вплив на якісні характеристики шару, після її кристалізації. Також у роботі приведені класичні схеми введення ультразвукових коливань до ванни розплаву та проаналізовані їх недоліки.

Обговорюється можливості застосування даної технології для наплавлення різнорідних матеріалів та створення композиційних матеріалів. УДК 621.375.826:621 M.С. Блощицин ас., Л.Ф. Головко д.т.н. проф., О.О. Шепелєв студ. НТУ України «Київський політехнічний інститут» м. Київ, Україна

ЛАЗЕРНЕ МАРКУВАННЯ ЕЛЕМЕНТІВ ЕНДОПРОТЕЗІВ

Наведено опис технології виготовлення й маркування ендопротезів, їх переваги та не-

доліки. Основними перевагами лазерного гравірування у порівнянні з хімічним є можливість його автоматизації й простота керування процесом обробки по складному контуру.

Представлено основні критерії порівняння двох процесів, що характеризують межі ви-користання кожного з процесів. Визначені умови за яких можлива заміна механічного або хімічного гравірування лазерним.


113

Головними перевагами такого виду гравіювання є основні параметри, а саме: мінімаль-на зона термічної дії на матеріал, суттєво менші втрати матеріалу, широкий спектр матеріа-лів (включаючи не металеві). Недоліками даної технології є: складність реалізації механічно-го переміщення скануючої головки або самої деталі, забезпечуючи при цьому перпендикуля-рність положення лазерного променя щодо оброблюваної поверхні.

Використання лазерного маркування гарантує, що інформація не зміниться протягом багатьох років використання протезу.

Проаналізовано умови та можливість отримання відповідного напису, малюнку чи лого-типу навіть на найменших поверхнях циліндричної або іншої складної форми – до яких від-носяться елементи ендопротезів. Можливість контролювати енергію в імпульсі лазера дозво-ляє здійснювати невеликий та локальний нагрів поверхні, виключаючи її теплову деформа-цію. Нанесена інформація на поверхню не окислює її і не створює умов для відторгнення протезу за рахунок ржавіння пошкодженої поверхні.

Проведений аналіз біологічної сумісності та економічної доцільності використання представленого процесу маркування елементів ендопротезів для контролю стану здоров’я та персональної відповідальності медичних працівників в разі виникнення різних позаштатних ситуацій. УДК 621.375.826:621

Л.Ф. Головко д.т.н., проф., M.С. Блощицин ас., С.Ю. Диптан асп., Н.О. Кірієнко студ. НТУ України «Київський політехнічний інститут» м. Київ, Україна

ВИЗНАЧЕННЯ ХАРАКТЕРИСТИК ЛАЗЕРНОГО ЗБУДЖЕННЯ

ПЛАЗМОВОЇ ДУГИ

Розглядаються питання особливостей збудження дугового розряду для отримання плаз-мового струменя певної конфігурації та розмірів.

Найбільшого поширення набув варіант збудження коротким замиканням здійснюється шляхом короткочасного контакту електрода й виробу та наступного їх розведенням. Струм, що проходить крізь мікровиступи електрода в момент контакту, розігріває їх до температури кипіння, а поле, що виникає при розведенні електродів, забезпечує емісію електродів, доста-тню для порушення дуги. При підпалюванні коротким замиканням можливий перенос мате-ріалу електрода у зварений шов (утворення вольфрамових включень). Для усунення цього небажаного явища запалювання повинне здійснюватися при малому струмі, що не переви-щує 5-20 А (залежно від форми заточки кінця електрода). Пристрій для збудження повинен забезпечувати малий струм короткого замикання, підтримку струму на цьому рівні до моме-нту утворення дуги й лише потім його плавне наростання до робочого.

Головна перевага збудження торканням — відсутність високовольтних пристроїв і ви-кликаних ними при пробої дугового проміжку радіоперешкод.

Основні вимоги до пристроїв для збудження крізь зазор (збудникам дуги або осцилято-рам) наступні: збудник дуги повинен забезпечувати надійне збудження дуги у всіх можливих режимах роботи; збудник дуги не повинен загрожувати безпеки оператора; збудник не пови-нен впливати на роботу джерела живлення й, зокрема, погіршувати його надійність.

Збудники можуть бути призначені для збудження дуги постійного або змінного струму. Недоліками збудників безперервного живлення є наявність високої напруги промислової ча-стоти, небезпечного для життя обслуговуючого персоналу, складність і висока вартість висо-ковольтного трансформатора й неможливість керування моментом генерації імпульсів висо-кої напруги на стороні низької напруги, яка буває доцільно при збудження дуги змінного струму.


114

Високочастотні генератори високої напруги виконуються звичайно на розрядниках (іск-рові генератори) мають істотні недоліки: генерують широкий спектр частот, що заважає ефе-ктивно пригнічувати перешкоди, що посилають назад у мережу живлення; коливання в кон-турі генератора згасають через втрати в розряднику.

Аналіз існуючих осциляторів показує, що енергія імпульсу в них змінюється від 0,01 до 0,2- 0,3 Дж. У збудниках останніх років енергія імпульсу доведена майже до 1 Дж.

Наведено детальний теоретичний аналіз стандартних методів ініціювання дугового роз-ряду у плазмотронах, що використовуються для нагрівання матеріалу у вигляді дроту чи по-рошку. Головною особливістю використання лазерного випромінювання для ініціювання збудження дугового розряду є безконтактний метод, який дозволяє не застосовувати склад-них систем захисту від високовольтного імпульсу збудження дугового проміжку. Повідом-ляються результати експериментального вивчення механізму збудження дугового проміжку.

Наведено дані про основні технологічні закономірності процесу збудження дугового ро-зряду з використанням вибраних плазмотронів, що відбивають зв'язок їх основних парамет-рів (потужності плазмового джерела, витрати й схем подачі плазмо утворюючого газу, на-пруги холостого ходу) з вихідними параметрами (стабільністю збудження). Розглянуто мето-дики визначення електричних характеристик плазмотронів з лазерним збудженням.

УДК 537.533 M.С. Блощицин ас., Л.Ф. Головко д.т.н., проф., С.Ю. Диптан асп, І.В. Заяць студ. НТУ України «Київський політехнічний інститут» м. Київ, Україна

ВИКОРИСТАННЯ МЕТОДУ СКЛЕРОМЕТРІЇ ДЛЯ ОЦІНКИ НАПЛАВЛЕНИХ

ШАРІВ ПРИ ЛАЗЕРНО-ПЛАЗМОВОМУ НАПЛАВЛЕННІ

Відомі методи випробувань у яких імітуються реальні умови експлуатації виробів, що дозволяє одержувати узагальнені показники зносостійкості у вигляді втрати маси досліджу-ваного металу і його відносної зносостійкості, але вони не дають кількісної оцінки впливу контртіла на випробуваний метал при фіксованих навантаженні, швидкості, переміщення й температурі.

Для оцінки зносостійкості матеріалів широко застосовується метод склерометричних досліджень, що полягає у «дряпанні» твердими інденторами поверхні металу із заданою шо-рсткістю як при нормальній і підвищеній температурах.

Методика склерометричних випробувань, заснована на безперервному навантаженні матеріалу, його деформуванні в пружній і пружнопластичній областях до граничного стану й наступному руйнуванні шляхом горизонтального переміщення індентора, попередньо впро-вадженого на певну глибину. Методика дозволяє змінювати навантаження на індентор і ре-гулювати швидкість склерометрування (дряпання).

Випробування проводили на стандартному приладі «ПМТ-3» без зміни його конструкції на предметному столику, якого кріпилися зразки. Рівномірне переміщення столика здійсню-валося електроприводом. У якості індентора використовується чотиригранна алмазна пірамі-да Виккерса з ромбічною підставою з кутом між гранями при вершині 136º. Шорсткість ви-пробуваного зразка за ДСТ 2789-73 не повинна бути грубіше Rα = 0,32 мкм. Робочі поверхні алмазного наконечника й використовуваного зразка повинні бути сухими (без вологи й зма-щення).

Вибір діапазону навантажень залежить від високого опору випробуваних композитів деформуванню та можливістю руйнування (відколу) індентора при переміщенні. За оптима-льних режимів експерименту алмазна піраміда наноситиме подряпини зі стабільними пара-метрами ширини й глибини.


115

УДК 621.375.826:621 M.С. Блощицин ас., Л.Ф. Головко д.т.н., проф., В.А. Третяк асп. НТУ України «Київський політехнічний інститут» м. Київ, Україна

ТЕХНОЛОГІЧНІ ЗАКОНОМІРНОСТІ ПРОЦЕСУ НАГРІВУ ПОРОШКОВОГО

МАТЕРІАЛУ У ПЛАЗМОВОМУ СТРУМЕНІ

Розглядаються питання, що стосуються застосування плазмового джерела, як джерела енергії, для контрольованого нагрівання порошкового матеріалу.

Наведено детальний теоретичний енергетичний аналіз процесу нагрівання, визначені найбільш енергоємні його складові, для реалізації яких доцільно використати відповідні пла-змотрони, визначені їх специфічні особливості. Повідомляються результати теоретичного й експериментального вивчення механізму плазмового нагрівання.

Наведено дані про основні технологічні закономірності процесу наплавлення, що відби-вають зв'язок його основних факторів (потужності плазмового джерела, діаметра сопла, ви-трати й схем подачі порошку, просторових і часових координат зони введення порошкового матеріалу у плазмову дугу, швидкості відносного руху теплового джерела й зразка, характе-ристик порошків, що нагріваються і властивостей матеріалу основи) з вихідними параметра-ми (геометричними характеристиками наплавленого шару й шару сплавлення з матеріалом основи, їх структурно-фазовим складом, характеристиками напружено-деформованного ста-ну й інших характеристик якості). Наведено методики визначення температур як порошково-го матеріалу, так і матеріалу основи.

УДК Л.С. Шкурко к.т.н., Ю.А.Смолов инж. (АМО ЗиЛ) И.Н.Зинина канд. техн. наук (МГТУ «МАМИ»)

АВТОМАТИЗИРОВАННЫЙ СТЕНД ДЛЯ ИСПЫТАНИЙ УПЛОТНЕНИЙ

В большинстве случаев утечку среды через уплотнения оценивают при статических или

динамических условиях работы стыка. Они как правило, не учитывают физико-химические процессы изменения свойств материалов.

Производственный опыт выявил целесообразность нагружения стыка переменным из-быточным давлением внутри уплотняемой полости. Переменное избыточное давление и зна-копеременные нагрузки с повышенной температурой уплотняемой среды могут привести к возникновению значительных утечек, которые недопустимы.

Развитие технологической базы машиностроения требует более интенсивного использо-вания новых физических принципов построения приборов утечки.

Автоматизированный стенд для испытания уплотнений, разрабатываемый МГТУ «МАМИ» совместно с АМО «ЗИЛ», позволяет ускорить процесс нагружения стыка и более точно определить участок поверхности, где может появиться утечка. При появлении утечки стенд обеспечивает возможность ее количественного измерения и регистрации времени и места ее появления.

Проведенные патентные исследования показали, что в основном применяют маномет-рические методы и устройства контроля герметичности жидкостных и газообразных сред, включая перетекание исследуемых и эталонных сред, используемых в различных отраслях машиностроения [4, 5]. Динамические процессы нагружения стыка поверхности применяют в недостаточном объёме.


116

Создаваемый автоматизированный стенд состоит из станины, в которую входят детали 18 и 19, в верхней части стенда размещена плита, имитирующая плоскость прилегания кор-пусных деталей, на которой размещаются и крепятся термопара ХК 21 и датчик утечки 22, а также модельные устройства 20 для изучения процессов герметизации стыка. На рисунке 1 приведена общая компоновка стенда.

К деталям и моделям с помощью шлангов подается под переменным давлением уплот-няемая среда (моторное или трансмиссионное масло). Масло поступает из нагревательного бака 16 при помощи гидронасоса 15 (плунжерного или роторного) через золотниковое устройство 13 с электроприводом 23 и 12.

В нагревательном баке 16 смонтированы трубчатые электронагреватели 27 и датчики устройств для контроля масла 29 и 26.

Система пуска и остановки стенда 14, средства регулирования и контроля температуры 29 и уровня масла в баке 26, изменения амплитуды и частоты пульсаций 2, 3, 4, 7 и 24 уплот-няемой среды (моторного масла) размещены в отдельной приборной стойке 1 рядом со стен-дом.

На испытуемых деталях, моделях или на столе рядом с ними монтируются датчики об-наружения и контроля утечки 22 уплотняемой среды, вторичные приборы измерения утечки 25, контроля её показателей и систематизируемой информации (по контуру уплотняемого стыка и скорости утечки), включая компьютер 7, встроенный в приборную стойку.

Рис. 1 − Общая компоновка стенда

Испытания деталей проводят следующим образом. На смазанную тонким слоем смазки

поверхность стола стенда устанавливают испытуемые детали с уплотнениями (твердыми, полимерными или комбинированными прокладками) и подсоединяют шланги. Заливают в бак моторное масло (или уплотняемую среду). При комнатной температуре в течение 5-10 минут масло прокачивается через детали с целью определения и устранения дефектов сбор-ки.

Настраивается система обнаружения и контроля утечки. Включают нагружающее устройство 13 и задают пределы изменения амплитуды и частоты пульсаций 3 уплотняемой среды. Осматривают стыки поверхностей герметизируемых изделий, подводящие трубопро-воды стенда.


117

Контроль всех параметров испытаний производится автоматически по разработанной программе. В случае превышения заданной нормы утечек или достижения заданного ресурса работы (в циклах или часах) стенд автоматически останавливается для осмотра и анализа по-лученной информации.

Стенд позволяет проводить следующие виды операций: исследовать различные материалы уплотнений; выбирать оптимальные режимы нагружения для форсирования испытаний и их соответ-

ствия результатам эксплуатационных испытаний на автомобилях; получать данные для расчета прочностных и физико-химических характеристик уплот-

няющих материалов; исследовать статистику показателей, характеризующих однородность и качество мате-

риалов; исследовать влияние геометрических показателей сопрягаемых с уплотнением поверх-

ностей; уточнять необходимые усилия затяжки крепёжных деталей при сборке автомобиля; проводить выборочные контрольные испытания деталей и уплотнений при серийном

производстве автомобилей и другой продукции машиностроения.

УДК 658.512: 658.52.011.56 Vitaliy Pasichnyk, DSc, Prof., Segriy Danyliuk NTUU „Kyiv Polytechnic Institute”, Kyiv, Ukraine

THE NATURE OF FITS IN THE MATHEMATICAL MODELS OF ASSEMBLIES Known classification of compounds [1], which provides separation in groups: smooth connec-

tion (cylindrical and conical), bearings (with balls and rollers), keyed connection and spline connec-tion. However, cylindrical and conical smooth connection combined into one group, while they have different properties in terms of restrictions for movement in an axial way. The direction of in-teraction of rolling bearings with other parts divides on: groove, angular and thrust. But planting of the thrust bearings is done on other surfaces and thus does not form a connection that ensures the integrity [2].

In terms of integration description of compounds with CAD drafting processes should be used the following classification of compounds (fig. 1).

Fig. 1. Classification of compounds on the basis of restriction


118

The resulting classification has three levels to encode values of each of them apply the binary coding system where compliance with the attribute has code 0, and the failure - code 1. Formulating the conditions determining these attribute.

In the first row of classification all connections are divided into axisymmetrical and those which do not have axial symmetry. An characteristic of this is the possibility of rotation relative to the axis of symmetry in the absence of tension.

−=−=

tensionof absence in thesymmetry of axis the torelative rotate toimpossible1

tensionof absence in thesymmetry of axis the torelative rotate topossible0

1

1

О

О(1)

By the second attribute the connection divided into connection with minor detail and without minor detail. A characteristic of this is the lack of details absence of which is making the connection impossible.

−=−=

detailminor without connection1

detailminor with connection0

2

2

О

О (2)

The third attribute of the classification has an extended structure. Axisymmetrical connection with minor detail and without it divided into cylindrical and conical. Characteristic of this is possi-bility of movement in two / one direction along the axis.

−=−=

axis thealongdirection onein move topossible1

axis thealongdirection in two move topossible0

3

3

О

О (3)

The connection details without axial symmetry and without minor detail parts are divided by convexity of the curve in the contact section.

−=−=

sectioncontact in the curvenonconvex 1

sectioncontact in the curveconvex 0

4

4

О

О (4)

The connection details without axial symmetry but with a minor detail divided by adjustable tension. A characteristic feature is the presence of the details that change the relative position of other parts of the connection.

−=−=

partsother ofposition relative thechange that details theof absence1

partsother ofposition relative thechange that details theof presence0

5

5

О

О (5)

Application of the proposed system of attribute to identify the type of connection with the mathe-matical model of assembling products in the form of binary relations of mobility limitations (BRML) [2] is illustrated on the example of a smooth conical connection (fig. 2). Summary of classification of compounds in view of the characteristic features is shown in fig. 3.

Mathematical analysis of all the typical connections of parts as BRML shows that some of the features of the classification can not be identified by the available methods. Some types of connec-tions require more detailed research. But generally the developed classification fully performs the task of identification.

For all connections that ensure integrity provided by the tension found the formal conditions of their identification with mathematical models as BRML. Selected attributes that can be deter-mined automatically (O1, O2, O3) and requiring human intervention (O4, O5). Some ambiguity is exist for attribute O3 for connections with bearings. The greatest difficulty is in the identification of sign regulation tension (O5).


119

At-tribute

Condition Characteristic

О1

The possibility of rotation of parts 1 and 2 in the positive direction around the z axis in the absence of tension

О2

The absence of intermedi-ate parts. In contact are only two details and contact between them provided by their respective sur-faces

О3 ability to move only one

detail in a positive direction of z axis in the absence of tension

Fig. 2. The scheme of a smooth conical connection and detection conditions its identification with the mathematical model

CONNECTIONS

Attribute 1: The form of conjugated surfaces (the possibility of rotation relative to the axis of symmetry in the absence of tension)

Axisymmetrical { O1 = 0 } Without axial symmetry { O1 = 1 } • Smooth cylindrical connection • Smooth tapered connection • Radial bearings • Angular bearings

• Keyed connection • Flat Connection • V-connection • Spline connection

Attribute 2: Absence of minor detail (lack of details without which the connection is not possible)

Yes { O2 = 0 } No { O2 = 1 } Yes { O2 = 0 } No { O2 = 1 } • Smooth cy-lindrical connection • Smooth ta-pered connection

• Radial bearings • Angular bearings

• Flat Connection • Spline connection

• Keyed connection • V-connection

Attribute 3: Obliquity of determining sur-face

(is possibility of movement in two / one direc-tion along the axis)

Attribute 4: Convexity of the

curve in the contact section

Attribute 5: Adjustable tension

(a detail that changes the relative position of other parts in

the connection)

2α=0

{ O

3 =

0 }

2α>0

{ O

3 =

1 }

2α=0

{ O

3 =

0 }

2α>0

{ O

3 =

1 }

Yes

{ O4

= 0

}

No

{ O4

= 1

}

Yes

{ O5 =

0 }

No

{ O5 =

1 }

• S

moo

th c

y-lin

dric

al

conn

ectio

n

• S

moo

th ta

-pe

red

con-

nect

ion

• R

adia

l be

arin

gs

• A

ngul

ar

bear

ings

• F

lat c

on-

nect

ion

• S

plin

e co

nnec

tion

• V

-con

nec-

tion

• K

eyed

co

nnec

tion

Fig. 3. Signs that determine the identity connection type Literature:

1. Анухин В.И. Допуски и посадки. Выбор, расчет, схемы. Учеб. пособ. Том. 2. – С-Пб. – 2001. – 219 с. 2. Пасечник В.А., Данилюк С.Л., Свищенко Я.В., Юхимчук В.Н. Соединения, обеспечивающие нерас-падаемость в задачах анализа сборочных изделий и синтеза технологии сборки // Материалы международного научно-технического семинара «Современные технологии сборки». Москва, МАМИ. – 2011. – С. 31-41.


120

УДК 681.5.01 П.Г. Яковенко, д.т.н., проф. Национальный исследовательский Томский политехнический университет, г. Томск, Россия

МЕТОД ОПТИМИЗАЦИИ УПРАВЛЕНИЯ ПЕРЕХОДНЫМИ ПРОЦЕССАМИ

Оптимизация по быстродействию управления технологическими процессами и элек-

тромеханическими устройствами в реальном масштабе времени микропроцессорными сред-ствами требует разработки простых алгоритмов, способных обеспечить с высокой частотой синтез оптимальных законов управления. Во время переходных процессов могут изменяться ограничения, предельное управляющее воздействие, возмущения, параметры системы и за-дания. Необходимо на начальном этапе исходить из требования максимального быстродей-ствия, а на заключительном этапе гарантировать выполнение ограничения по главной коор-динате. Во время переходного процесса следует изменять цель управления, обеспечивая в любой момент времени максимальное приращение по главной координате с учетом нели-нейностей и ограничений координат. Определение момента изменения цели управления, особенно для нелинейных систем с ограничениями координат, связано со значительными трудностями. Применение классических методов оптимизации для этих целей не всегда оправдано.

Законы динамического уравновешивания и динамики противоречий определяют харак-тер движения системы к равновесию, которое зависит от будущего и промежуточных состо-яний. Переходные процессы в живой природе обычно заканчиваются за минимальное время. Система управления любой технологией, как и биологическая система, представляет собой сложный организм, построенный по иерархическому принципу, в котором универсальность достигается за счет избыточности. Человек, стремясь переместиться на определенное рассто-яние за минимальное время, в начале с максимальным рывком и ускорением увеличивает скорость возможно до предельного значения, а затем начинает ее уменьшать, с целью ско-рейшего одностороннего выхода в заданную позицию. Если во время переходного процесса изменяется задание на перемещение, то формируется новая траектория движения, преду-сматривающая или начало более раннего торможения или новое увеличение скорости с по-следующим торможением возможно по новому закону. Следует использовать избыточность многоцелевых систем при разработке алгоритмов.

Управление переходными процессами технологических процессов возможно с исполь-зованием внешнего сходства биологических и технических систем на основе имитационного моделирования, которое дает возможность воспроизводить с высокой точностью переходные процессы с учетом специфики функционирования системы при произвольных управляющих воздействиях. Возможен автоматический поиск оптимальных управлений на точных имита-ционных моделях системы путем исследования переходных процессов, получаемых в ре-зультате целенаправленного приложения пробных управляющих воздействий. Новые прие-мы синтеза оптимальных по быстродействию управлений техническими системами могут быть созданы на основе методов динамического программирования и имитационного моде-лирования, принципов избыточности многоцелевых систем.

Для исследования переходных процессов средствами вычислительной техники обычно применяют численное решение обыкновенных дифференциальных уравнений, в котором для нахождения координат системы на очередном шаге используют результаты, полученные на предыдущем шаге. Эту особенность можно использовать для создания метода синтеза опти-мальных по быстродействию управлений системами, для которых предыстория не имеет ни-какого значения при определении будущих состояний. В основу метода следует положить интуитивный принцип оптимальности Р. Беллмана [1]: «Оптимальное поведение обладает тем свойством, что, каковы бы ни были первоначальное состояние и решение в начальный


121

момент, последующие решения должны составлять оптимальное поведение относительно состояния, получающегося в результате первого решения». Это позволяет свести синтез сложной функциональной зависимости к последовательному определению оптимальных по быстродействию управлений на малых интервалах времени. Во всяком действии легко уви-деть его составные части, они должны выполняться не в произвольном порядке, а в опреде-ленной последовательности. Многоцелевые системы мобилизуют все свои ресурсы для до-стижения конкретной цели. При этом различие в целях разных уровней не должно быть слишком большим.

Разработан метод последовательного многошагового синтеза оптимальных по быстро-действию управлений линейными и нелинейными системами с ограничением координат, ос-нованный на многократном численном решении обыкновенных дифференциальных уравне-ний, принципах «перемены цели» и «ведущего слабого звена» [2]. Имитационная модель си-стемы, представленная обыкновенными дифференциальными уравнениями, описывается ко-нечно-разностными уравнениями. Оптимальный закон составляется из управлений, найден-ных во время переходного процесса для малых интервалов времени. Расчет осуществляется с учетом ограничений координат, конечного и начального состояния системы. Поиск опти-мальных по быстродействию управлений на малых интервалах времени ведется с учетом значений координат системы, полученных на предыдущих шагах.

Принцип «перемены цели» служит в качестве средства приспособления системы к из-менению параметров, координат, ограничений и требований к переходным процессам. Принцип «ведущего слабого звена» подразумевает объединение слабых и сильных звеньев для достижения цели. В течение переходного процесса главными на разных этапах становят-ся разные ограничения и требования, причем, некоторые могут и не стать главными для кон-кретного процесса и не участвовать в формировании управления.

На начальном этапе, по разностным уравнениям от выхода к входу системы с учетом ограничений рассчитывается прогнозируемое оптимальное по быстродействию управление для очередного шага, исходя из требования достижения заданного состояния системы за один шаг. Это управление в дальнейшем может быть скорректировано после проведения проверок на отсутствие нарушений всех ограничений во время переходного процесса. Затем по разностным уравнениям на имитационной модели последовательно от входа к выходу си-стемы определяются координаты системы в результате выполнения пробного шага с найденным прогнозируемым управлением.

Методом имитационного моделирования выполняется перевод системы по оптималь-ному закону с учетом принятых ограничений из состояния, полученного в результате выпол-нения пробного шага, в равновесное состояние путем изменения в иерархической последова-тельности всех координат до установившихся значений с использованием дополнительных пробных шагов. Под равновесным состоянием понимается состояние системы, в котором она может оставаться длительное время без изменения координат. Под установившимся значе-нием координаты подразумевается такое ее значение, которого она достигает при изменении всех предшествующих координат до уровней, соответствующих прекращению дальнейшего изменения анализируемой координаты. Вычисления выполняются по циклическим алгорит-мам, обеспечивающим перевод системы в установившиеся состояния.

Сравниваются значения координат системы, при переводе ее по оптимальному закону в равновесное состояние с допустимыми значениями координат. Если нет нарушений ограни-чений, то вычисленное для пробного шага управление считается оптимальным. Его следует использовать для расчета на имитационной модели реальных координат системы или управ-ления технологическим процессом на очередном шаге. Полученные координаты системы яв-ляются начальными условиями для определения оптимального управления на следующем шаге. Увеличение количества нелинейностей и ограничений существенно не влияет на слож-ность алгоритма, уменьшение шага значительно увеличивает время расчета.


122

Если наблюдаются нарушения ограничений при переводе системы, в равновесное со-стояние, то следует скорректировать прогнозируемое оптимальное по быстродействию управление для очередного шага, найденное ранее исходя из требования достижения задан-ного состояния системы за один шаг, и повторить расчеты по описанному циклу, начиная с расчета нового пробного шага. Диапазон изменения управляющего воздействия для техниче-ских систем обычно известен, что упрощает выбор прогнозируемого управления. Оптималь-ные управления на отдельных шагах составляют в конечном итоге оптимальный закон управления системой с учетом ограничений координат.

Особенностью предложенного метода, в отличие от других методов решения многоша-говых задач, является использование промежуточных критериев, позволяющих отсечь заве-домо неприемлемые управления и тем самым сократить объем вычислений. Повышение по-рядка системы не вызывает принципиальных трудностей. В некоторых случаях удается по-лучить простые аналитические выражения для расчета процесса перевода системы в устано-вившиеся состояния после выполнения пробного шага, что открывает широкие перспективы по разработке алгоритмов синтеза в реальном масштабе времени микропроцессорными сред-ствами оптимальных по быстродействию управлений системами высоких порядков с посто-янными ограничениями координат.

Метод позволил разработать простой алгоритм оптимального по быстродействию раз-гона без перерегулирования электропривода до заданной скорости, для реализации которого достаточно выполнения только логических и арифметических операций сложения и вычита-ния. Проведены успешные испытания алгоритма оптимального по быстродействию позици-онирования управляемых объектов при ограничениях рывка, ускорения и скорости с автома-тическим определением допустимых максимальных скоростей движения и моментов начала торможения, который обеспечивает плавный односторонний выход в заданную позицию. Составлены алгоритмы формирования оптимальных траекторий в режиме синхронного дви-жения нескольких управляемых объектов и отработки ошибок следящими электропривода-ми. Все координаты и ограничения координат системы представлены в единицах одной раз-мерности, что сокращает время расчета и позволяет синтезировать современными микропро-цессорными средствами оптимальные по быстродействию управления в реальном масштабе времени. Изменение в широких пределах параметров системы и ограничений не нарушает работоспособности алгоритмов.

Метод последовательного многошагового синтеза оптимальных по быстродействию управлений линейными и нелинейными системами с ограничениями координат может быть использован при разработке алгоритмического обеспечения систем управления металлоре-жущими станками, судами, авиационной и космической техникой, роботами, воздушными, наземными и подводными подвижными объектами, автоматизации сложных производствен-ных процессов, определении предельных динамических возможностей исполнительных устройств.

Список литературы

1. Беллман Р. Динамическое программирование. – М.: Изд. Иностр. лит., 1960. – 400 с. 2. Мясников В.А., Игнатьев М.Б., Покровский А.М. Программное управление оборудованием. – Л.: Машино-строение, Ленингр. отд., 1974. – 540 с.


123

УДК М.В. Вартанов, д.т.н., проф., Л.В. Божкова, д.т.н., проф. Московский государственный технический университет «МАМИ» Россия, Москва

МЕТОД РОБОТИЗИРОВАННОЙ СБОРКИ ПРОФИЛЬНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

Роботизированная сборка профильных соединений является сложной задачей, посколь-

ку необходимо обеспечить выполнение ряда условий: совмещение осей собираемых деталей и углового совмещения контуров. Решение задачи осложняется высокой точностью сопряга-емых поверхностей, а в ряде случаев и отсутствием фасок на деталях. Вместе с тем, в насто-ящее время наблюдается расширение применения профильных валов в зарубежном авто-строении. Это связано с возможностями программированной обработки на станках с ЧПУ. Вопросы роботизированной сборки данных соединений остаются до настоящего времени не-достаточно изученными.

Авторами создан метод роботизированной сборки, базирующийся на применении адап-тивного захватного устройства и низкочастотных колебаний для решения поставленной за-дачи. При этом предполагалось, что адаптивный схват обеспечит компенсацию линейной по-грешности, а вибрации позволят компенсировать имеющиеся перекосы в положении деталей.

Вибрационные методы являются весьма перспективными для автоматической сборки, однако динамика процессов изучена недостаточно, что сдерживает проектирование сбороч-ных устройств. Преимущества вибрационных методов связаны с возможностью устранения заклиниваний собираемых деталей; возможностью манипулирования неферромагнитными деталями, а также с простотой их конструктивной реализации.

Кинематическая схема метода показана на рисунке 1. Авторами разработана математическая модель динамики движения центра масс уста-

навливаемой детали по отношению к неинерциальной системе координат в форме уравнений Лагранжа II рода. Модель описывает условия одноточечного контакта вала с втулкой. Рас-сматривалось два случая: совмещения контуров с контактом и без контакта. Были получены также приближенные уравнения, определяющие закон движения точки контакта детали с плоскостью вибрационного диска.

Рисунок 1. Кинематическая схема способа

1. Установливаемая деталь;

2. Адаптивный схват;

3. Базовая деталь;

4. Вибрационный диск;

h–конструктивный параметрвибрационногоустройства


124

Математическая модель строилась с учетом следующих допущений: - упругая податливость кинематических пар робота не учитывалась; - погрешность положения детали в захватном устройстве не рассматривалась; - угол перекоса деталей рассматривался как абсолютно малая величина; - предполагалось, что удар является абсолютно неупругим. При определении проекций всех сил был использован аппарат матриц преобразования

однородных координат. Учитывалось, что статическая составляющая силы упругости урав-новешена силами, вызывающими деформации упругих элементов в положении статического равновесия.

На основе полученных дифференциальных уравнений разработана программа процес-са совмещения деталей. Проведено компьютерное моделирование процесса сборки. Про-грамма позволила оценить влияние конструктивно-технологических параметров на траекто-рию относительного движения вала. Анализ результатов компьютерного моделирования позволил определить область параметров, при которых возможно эффективное протекание процесса. За критерий оптимизации принималось время выполнения совмещения деталей.

Допущения, принятые при построении математической модели, потребовали созда-ния экспериментальной установки (рисунок 2).

Возможности экспериментальной установки обеспечивали варьирование следующих параметров:

- частота колебаний ……5-15 Гц; - линейная амплитуда …..0-4 мм; - величина линейного рассогласования деталей ……до 3 мм; - частота вращения …….до 22 мин-1.

1 – собираемые детали; 2 – адаптивный схват; 3 – вибрационный диск;4 – управляемый преобразователь; 5 – генератор гармонических сигналов;

6 – электродвигатель постоянного тока; 7 – лазерный датчик; 8 – электронный частотомер; 9 – компьютер

Рисунок 2. Экспериментальная установка

Результаты исследований показали возможность применения метода при погрешно-

стях до 2 мм для деталей без фасок. В этом случае достигалась 100% собираемость и не воз-никали заклинивания. Была доказана эффективность для соединений с зазорами более 0,01 мм. Предложенный метод обеспечивал безотказную сборку путем направленного совмеще-ния деталей на основе средств адаптации.


125

УДК 621.9.06. – 233.1 Ю.М. Данильченко д.т.н., А.І. Петришин НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

МОДЕЛЮВАННЯ ФОРМ КОЛИВАНЬ ШПИНДЕЛЬНОГО ВУЗЛА

МЕТАЛОРІЗАЛЬНОГО ВЕРСТАТУ

Динамічну якість шпиндельних вузлів оцінюють за динамічними характеристиками, ос-новними з яких є частоти власних коливань і форми коливань на власних частотах. Основ-ним призначенням цих характеристик є оцінка рівня коливань переднього кінця шпинделя, але вони можуть використовуватись і при порівнянні варіантів конструкцій. Так форми ко-ливань і їх аналіз дозволяють наглядно уявити характер деформування основних елементів шпиндельного вузла по всій довжині шпинделя, що важливо для правильного конструюван-ня шпиндельного вузла, зокрема для розміщення мас на шпинделі і вибору схеми розміщен-ня підшипників його опор. Методи розрахунку частот і форм коливань шпиндельних вузлів, як окремих механізмів загальновідомі, але визначення цих характеристик з врахуванням пружних і дисипативних зв’язків шпиндельного вузла з іншими вузлами верстата, потребує розробки нових підходів до розрахунку.

Пропонується розглядати шпиндельний вузол в складі металорізального верстата як складну механічну коливальну систему, що складається з парціальних підсистем інструмен-ту/заготовки, власне шпинделя на опорах і корпусу шпиндельного вузла, пружно закріплено-го на станині верстата (рис. 1). Підсистеми розглядаються як пружні стержні, що складають-ся з декількох ділянок з розподіленою масою. Зв’язками підсистем є з’єднання інструмен-ту/заготовки з шпинделем для першої і другої підсистем і підшипники опор шпинделя для другої і третьої підсистем. Всі зв’язки володіють пружними і дисипативними властивостями. Для складання рівнянь рівноваги в точках розмикання підсистем використовується метод динамічних податливостей [1]. Динамічні податливості підсистем визначаються із викорис-танням методу початкових параметрів в матричній формі (методу перехідних матриць) [2].

Процедура визначення частот і форм власних коливань передбачає складання системи рівнянь сумісності деформацій в точках роз’єднання підсистем і зведення її до виду:

pαAX =⋅ ,

де X – вектор амплітуд гармонічних реакцій усунутих в’язей; A – матриця гармонічних ко-ефіцієнтів впливу (коефіцієнтів динамічної податливості) в точках роз’єднання підсистем;

pα – вектор амплітуд переміщень від дії збурювальних зовнішніх навантажень ( в нашому

випадку від одиничного гармонічного зусилля, прикладеного до інструменту/заготовки). Власні частоти системи визначаються з умови 0det =A . Для отримання форм коливань

на власних частотах визначаються переміщення характерних точок підсистем з врахуванням взаємодії підсистем між собою, на основі чого будуються пружні лінії стержнів.

Моделювання форм коливань шпиндельного вузла як складної механічної коливальної системи дозволяє виявити вплив кожної з парціальних підсистем на формування динамічної поведінки системи загалом і при необхідності внести корективи в конструкцію шпиндельно-го вузла.

Література 1. Бидерман В.Л. Прикладная теория механических колебаний: Учеб. пособие для втузов. - М.: Машино-

строение, 1972. – 416 с 2. Ивович В.А. Переходные матрицы в динамике упругих систем: Справочник. - М.: Машиностроение,

1981. – 183 с.


126

УДК.621.922 Танович Л. проф. д.т.н., Попович М., к.т.н., Младенович Г., инж., Университет в Белграде, Машиностроительный факультет, Сербия

ИССЛЕДОВАНИЯ В ОБЛАСТИ МИКРОРЕЗАНИЯ МРАМОРА И ГРАНИТА

ВВЕДЕНИЕ Обработка шлифованием возникает за счет суммирования действий любой абразивной

частицы, проявляясь посредством деформации и разрушения, но механизм микродеформа-ций и микрорезани в зоне обработки отличается в зависимости от параметров обработки и неоднородности обрабатывающего материала. Исследования в области взаимодействия меж-ду инструментом и материалом, происходящим из горной породы проводились в трех направлениях. Отождествление процесса вдавливания индентора с работой алмазного зерна в шлифовальном круге, затем выполнение процесса микрорезания выделенным алмазным зерном и в конце выполнением процесса шлифования.

В состав первой группы исследований вошли анализ влияния формы зорна (угол верха, радиус закругления) и способ вдавливания (статическое, динамическое) на развитие трещин.

Вторая группа исследователей выполняла процесс микрорезания выделенным алмаз-ных зерн на различных хрупких материалах, литературные источники гипотезов об этапах образования стужки резко отличаются друг от друга, даже они противоречят друг другу :

Третьая группа исследователей выполняла реалные процессы резания и шлифования хрупких материалов и при этом они проводили анализ механизма формирования трещин и хрупкое разрушение материала. Они измеряли силы, силу резания и изнашивание инструмента при обработке керамики и гранита, чтобы дать рекомендацию для эффективной абразивной обработки.

СХЕМА МИКРОРЕЗАНИЯ И ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ПРИБОРЫ Процесс микрорезания выполнялся следующим способом: Алмазное зерно конической формы, угла 120° при верху и радиуса закругления 0,1 мм

жестко прикреплено к алюминиевому держателю и оно проводит прямолинейное движение, выполняя при этом процесс микрорезания, в том числе строгание. На нажимной прибор, расположенный на динамометре, они ставили образцы мрамора и гранита. При выполнении эксперимента использован следующий измерительный прибор: двухкомпонентный динамометр Kistller 9257B, аквизиционная карточка cDAQ 9174 (National Instruments), микроскоп Leitz wetzlar с видео камерой марки Sony.

Процесс микрорезания выполнялся с двумя видами мрамора “Венчац белый“ (ВБ) и «Голубой ток» (ПТ) и двумя видами гранита «Йошаница» (ГЙ) мелкозернистой структуры и “Буковик“ (ГБ), среднезернистой структуры, физическо-механические свойства которых были испытаны и показаны в таблице 1.

На рис.1 показаны диаграммы изменения нормальной составляющей силы сопритивления резанию в функции глубины проникновения зерна при скоростях Vпр = 1-2-4-5 м/мин, при обработке мрамора.

Таблица 1. Физическо-механические свойства мрмора и гранита

С В О Й С Т В А МРАМОР ГРАНИТ

“Венчац белый“ (ВБ) “Голубой ток“ (ПТ) “Йосаница“ (ГБ) “Буковик“ (ГЙ)

Удельный вес, KN/ m3 26.3 ± 0.1 26.65 ± 0.15 29.70 ± 0.3 25.6 ±0.1

Микротвердость, HK75/HK25 2.1 1.90 3.1 2.6

Прочность на сжатие, MPa 64.40 ± 0.4 75.04 ± 0.4 185 ± 20 102± 8

Прочность на растяжение, MPa 8.30 ± 0.6 8.30 ± 0.3 16.6 ± 1 15.0 ± 2

Кохезия, MPa 12.88 14.10 31.8 22.0

Коэффициент абразивности, % 26 – 28 29 – 30.5 21.5 – 23.0 23.5 – 24.5


127

Рис. 1 – Изменение сопротивления резанию при микрорезании мрамора: ВБ (a); ПТ(b)

На рис. 2. показано изменение силы в функции глубины резания при обработке гранита.

Рис. 2 – Изменение сопротивления резанию при микрорезании гранита: ГЈ (a); ГБ(b) СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

[1] Bates R.L.,2002,Industrial Minerals and Rocks, 4th Ed.,Editor Stanley Leford,AIME,New York:3-7,65-96;157-174.

[2] Ferrero A.M., Marini P., 2001, Experimental Studies on the Mechanical Behaviour of two Thermal Cracked Marbles, Rock Mech.Rock Eng.34/1:57-66.

[3] Tanovic Lj.,Bojanic P.,Puzovic R.,Klimenko S., 2009 „Experimental Investigation of Microcutting Mechanisms in Marble Grinding“, J. Manuf. Sci. Eng., vol. 131 / 6,064507-(1-5)

[4] Tanovic Lj.,Bojanic P.,Puzovic R.,Milutinovic M., 2011„Experimental Investigation of Microcutting Mechanisms in Granite Grinding“, J. Manuf. Sci. Eng., 133 / 2,.024501-(1-5) .

[5] Танович Л., Боянич П., Попович М., Младенович Г., 2011, Специфичности микрорезания камня на основе гранита, XII Международная научно-Практическая конференция“ Прогресивная техника и технология, Севастополь, Весник машиностроения, вол.63: 99-103

УДК 621.941.323.2 В.Г. Кушик к.т.н., доц. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ПІДВИЩЕННЯ ОСЬОВОЇ ТОЧНОСТІ ОБРОБКИ НА ТОКАРНИХ

БАГАТОШПИНДЕЛЬНИХ АВТОМАТАХ В промисловості знайшли широке використання багатошпиндельні токарні автомати з

кулачковою системою керування, а також з комбінованою, де ряд рухів здійснюється від ро-зподільчого вала, а ряд, зокрема супортів, від системи ЧПК.


128

При переналадці багатошпиндельного токарного автомата проходить заміна затискних цанг, що вимагає значних затрат часу, причому, в багатошпиндельних токарних автоматах з комбінованою системою керування доля часу на переналадку досить значна.

Конструкції широкодіапазонних цангових патронів з подвійною мультиплікацією, які отримані методом морфологічного аналізу на рівні винаходів і корисних моделей дозволя-ють затискувати пруткові заготовки з відхиленням затискуваного діаметра до 2-3 мм, і при цьому кількість комплектів цанг на один автомат зменшується в три рази, а відповідно і час на переналадку.

Для забезпечення високої осьової точності в конструкціях широкодіапазонних цангових патронів з подвійною мультиплікацією передбачено наявність циліндричних цанг з мультип-лікацією, які жорстко зв’язані з нерухомим фланцем і шпинделем верстата. Під час затиску заготовки з відхиленням діаметру 2-3 мм циліндрична цанга залишається нерухомою в осьо-вому напрямку і це виключає відтягування прутка від упора та підвищує осьову точність в 1,7-1,9 раз.

Проведені теоретичні та експериментальні дослідження широкодіапазонних цангових патронів з подвійною мультиплікацією показали, що надійний затиск заготовок і висока осьова точність затиску при відхиленні затискуваного діаметра 2-3 мм забезпечується патро-нами з циліндричною цангою з кількістю рядів мультиплікацією до двох. Тому що при збі-льшенні числа рядів мультиплікації за рахунок збільшення числа втрат в стиках патрона по-чинається падіння характеристик патрона.

Для перевірки теоретичних досліджень проведено ряд експериментальних досліджень в лабораторних умовах на спеціально розробленому стенді на базі багатошпиндельного токар-ного автомата з приводом від двигуна постійного струму і механізмом затиску від гідроцилі-ндра та перевірено працездатність даного типу патронів у виробничих умовах на токарних багатошпиндельних автоматах і відхилення розмірів деталі-представника знаходились в ме-жах допуску.

Розширення діапазону затиску в межах всього діапазону роботи верстата повинно за-безпечуватись за рахунок створення нових конструкцій затискних цангових патронів і вико-ристання нових приводів затиску. УДК 621.8: 531.3

Б.Р. Тулаев, к.т.н., доц., К.А. Мартиросов к.т.н., доц. Ташкентский государственный технический университет, г.Ташкент, Узбекистан

МЕТОДЫ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ТЕПЛОВОЙ ИЗОЛЯЦИИ КАМЕР СГОРАНИЯ

Постоянно возрастающие требования к экономичности, удельной мощности и долго-

вечности двигателей заставляют конструкторов вести непрерывный поиск резервов и прин-ципиально новых решений в организации рабочего процесса и конструировании двигателей.

Если для бензиновых двигателей основная тенденция развития в настоящее время за-ключается в создании двигателя, способного работать на сильно обеднённых смесях, то для дизелей на первый план выдвигаются проблемы создания адиабатных двигателей с системой использования энергии ОГ (компаундированием).

Основная концепция адиабатного двигателя заключается в том, чтобы создать КС с жаро-прочными теплоизолированными стенками и обеспечить тем самым процесс, приближающийся к адиабатному. Ожидается, что для такого двигателя значение ηi может достигать 0,55.

Исследовательские работы по применению теплоизоляторов в ДВС проводятся по сле-дующим основным направлениям:


129

1. Получение керамики с необходимыми теплофизическими свойствами; 2. Исследование особенностей термодинамических процессов в теплоизолированной

камере сгорания. В двигателестроении самым перспективным из технических керамических материалов

является нитрид кремния. Большой интерес для изготовления деталей двигателей представ-ляет и карбид кремния, а также композиции на его основе.

В нашем представлении теплоизолирующее покрытие должно обладать не только высо-ким термическим сопротивлением, но и низкой теплоемкостью, т. е. прямо противополож-ным свойством: быстро отдавать накопленную в цикле теплоту при газообмене. Поскольку это невозможно выполнить, остается ограничиться минимизацией теплоемкости посред-ством уменьшения массы керамического элемента и изоляцией его от теплоприемника – ос-новной детали.

Учеными США [1] Ими использован метод крепления днища поршня, изготовленного из сплава "Инконель", к юбке четырьмя соединительными болтами через тарельчатые пружины (рис. 1). При этом между изолирующей накладкой и юбкой, изго-товленной из алюминиевого сплава, имеется воз-душный зазор, а усилие каждого комплекта тарель-чатых пружин подбирается индивидуально. Пло-щадь контакта тронка с юбкой минимизирована, но расположена над верхней канавкой.

К положительным свойствам данного метода тепловой изоляции можно отнести следующее:

- применение жаропрочного сплава; - использование воздуха в качестве теплоизоля-

тора; - расположение поршневых канавок под

накладкой; - повышение износостойкости первой канавки наплавкой сплава типа “нирезист”. Представляет интерес конструкция адиабатического поршня, разработанного фирмой

Isuzu, представленная на рис. 2 [2]. Ствол, на котором находится головка поршня, входит в отверстие юбки поршня и по его внешней периферии проходит металлическое кольцо. Это кольцо для его посадки на место нагре-вается до высокой температуры, при которой металл начинает течь, затем кольцо сдавли-вается до тех пор, пока металл не затечет и не заполнит сделанную на стволе канавку.

Главным достоинством этого метода теплоизоляции КС является минимизация площади контакта тронка с юбкой посред-ством комплексного использования прокла-док и воздушного зазора. К недостаткам мы относим достаточно большую массу тронка, увеличивающую не только его теплоемкость, но и моменты инерции возвратно-поступательно движущихся масс. Способ фиксации тронка оценить однозначно нельзя.

Рис. 1. Метод тепловой изоляции тронка по [1]

1-накладка из Инконеля; 2 - воздушный зазор; 3 – пружина тарельчатая; 4 – юбка

Рис. 2. Конструкция поршня фирмы Isuzu [2]

1 - ствол керамической головки поршня; 2 - кольцевая канавка; 3 - стальное кольцо; 4 - юбка поршня; 5 - прокладка; 6 - теплоизолирующая кера-мическая накладка


130

Во-первых, соединение становится неразъемным, следовательно, неремонтопригодным. Во-вторых, повышается вероятность ослабления посадки ствола в гнезде, так как не имеется компенсатора линейных расширений сопрягаемых элементов. Однако нельзя не признать упрощения конструкции из-за устранения крепежа и компенсационных пружин.

Путем запрессовки осуществляется теплоизоляция цилиндров керамических вставок в верхнюю часть гильзы или на всю ее длину. Применяются также различные способы нанесе-ния покрытий материалами с высоким термическим сопротивлением.

Рис. 3. Способы теплоизоляции гильз цилиндров

а) – применением вставки (1 - цилиндр; 2 - циркониевое кольцо); б) - композиционным покрытием

Трехслойное покрытие полученное нанесением тонкого слоя (0,125 мм) оксида хрома или титаната алюминия на барьерное покрытие из двуокиси циркония, представлено на рис. 3, а [3], [4], Главным недостатком этого и подобного ему способов теплоизоляции цилин-дров является то, что их авторы забывают о теплоемкости барьерных материалов, которая приводит к повышению температуры зеркала, а значит и ухудшению условий работы смазки. Поэтому эффект адиабатизации перекрывается потерями на трение и ресурса двигателя.

Более обоснованным методом теплоизоляции цилиндра, на наш взгляд, является запрес-совка циркониевого кольца в верхней части, наиболее подверженной радиационному излу-чению (рис. 3, б) [5]. Мы полагаем, что известное требование о не превышении температуры зеркала цилиндра 190 0С является основополагающим и нарушение его допустимо только в случае использования масел с высоким содержанием силиконовой жидкости.

Проведенный анализ методов тепловой изоляции элементов КС с помощью керамиче-ских деталей позволяет заключить, что исследователи делают основной упор на совершен-ствование конструкции и способа крепления накладок. Наиболее обоснованным следует при-знать подход Г. Вошни, но отсутствие экспериментальных результатов затрудняет оценку его эффективности. Литература 1. Ing. Automob, 1979, – №6-7. 2. The ceramic adiabatic engine is dead - ceramics in engine Construction are very much alive // –“Interceram’, 1988. – № 4. – p. 33. 3. TACOM/Cummins Adiabatic Engine Program. Walter Bryzik, Roy Kamo. – “SAE Technical Paper Series”, 1983. – №830314, – р. 15. 4. TACOM/Cummins Advanced Adiabatic Engine. Kamo R., Bryzik W. –“SAE Technical Paper Series”, 1984. – №840428, – p. 14. 5. Woschni G., Fieger J. Auswertung gemessener Temperaturfeldern zur Beschtimmung ortliher Wermeubergang koef-fizienten am Kolben eines schnellaufenden Dieselmotors // Motortechnische Zeitschrift, 1979. – № 4. – S. 153 - 158.


131

УДК 621.8: 531.3 Б.Р. Тулаев, к.т.н., доц., К.А. Мартиросов к.т.н., доц. Ташкентский государственный технический университет, г.Ташкент, Узбекистан

СТАТИЧЕСКИЕ НЕУРАВНОВЕШЕННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ

Рассмотрим общий случай движения звена с переменной геометрией (рис.1). Вводим

три системы координат: х0 y0 z0 – абсолютная система; x''y''z'' - система, жестко связанная со звеном, имеющая начало в точке А (точка А занимает неизменное положение на звене); x'y'z' – система, перемещающаяся поступательно вместе с центром масс в системе x'' y'' z''.

Рис. 1. К определению неуравновешенных характеристик звена с переменной-геометрией

Угол между линией узлов и второй отсчётной осью называется углом чистого вращения

φ [1,2]. Вводим две матрицы направляющих косинусов:

,';

332313

322212

312111

333231

232221

131211

ααααααααα

=α

ααααααααα

=α (1)

где α – транспонированная матрица. Направляющие косинусы выражаются через углы Эйлера:

Θ=αψΘ−=αΘψ=αΘϕ=αΘψϕ−ψϕ−=αΘψϕ−ψϕ−=α

Θϕ=αΘψϕ+ψϕ=αΘψϕ−ψϕ=α

.cos;cossin;sinsin;sincos

;coscoscossinsin;cossincoscossin

;sinsin;coscossinsincos;cossinsincoscos

33323123

2221

131211 (2)

Суммируя по всем материальным точкам, образующим тело, будем иметь: .)( SSAA rmrmmmrrm =ρ+=ρ+= υ

υυ

υυυ

υυ (5)

В проекциях на оси абсолютной системы получим:

.

''

''

''

'

ρ

ρ

ρ

α+

=

zS

yS

xS

A

A

A

S

S

S

z

y

x

z

y

x (6)


132

Умножая массу звена на координаты центра масс, получим внутренние статические не-уравновешенные характеристики нулевого порядка:

.;; )0()0()0(SSS mzzmyymxx === (7)

Для скорости точки справедливо уравнение Эйлера:

.υυ ρ×ω+= Avv (8)

Количество движения тела переменной массы:

( ).'' υ

υυυ

υυυυ

υ ρ×ω+−=

−ρ×ω+== mvmvmvvmvmQ

rSS

rSS (9)

Третье слагаемое в (9) равно нулю, так как ( ) .0''' =ρ×ω=ρ×ω=ρ×ω

υυυυυ Smmm (10)

Учитывая, что

,rS

еSS vvv += (11)

где еSv – переносная скорость центра масс, т.е. скорость той точки тела, с которой в

данный момент совпадает центр масс, получим:

.еSvmQ = (12)

Переносная скорость центра масс может быть найдена по формуле Эйлера:

,SAеS vv ρ×ω+= (13)

В проекциях на оси абсолютной системы получаем:

,;; xSyyxxzAе

zSzSxxSzyAе

ySySzzSyxAе

xS vvvvvv ρω+ρω+=ρω+ρω+=ρω+ρω+= (14)

Эти проекции могут быть выражены через углы Эйлера и их производные: .cos;sinsincos;cossinsin ψ+Θϕ=ωψΘ+Θψϕ−=ωψΘ+Θψϕ=ω zyx (15)

Выражения (15) называют кинематическими формулами Эйлера. Для свободной материальной точки переменной массы справедливо следующее уравне-

ние:

,υυυ

υ += RFdt

vdm (16)

Импульсивная сила υФ вычисляется с учётом одновременного удаления и присоедине-ния частиц к данной точке:

( ) ( )υυυ −−−= vudt

dmvu

dt

dmФ r

211 (17)

Для несвободной материальной точки уравнение (16) также справедливо, но в правую часть надо добавить внутренние силы и реакции связей:

.' υυυυυυ +++= NFRF

dt

dvm (18)

Считая связи идеальными и голономными, просуммируем (18) по всем точкам, образу-ющим тело переменной массы:

.υ

υυ += RF

dt

vdm (19)

Дифференцируя выражение (8) по времени, будем иметь:

( )υυυ

υ ρ×ω×ω+ρ×ω+==dt

vd

dt

vda A

. (20)

Суммируя левую часть выражения (19), получим:


133

( )[ ] . υ υ

υυυυυ

υυ

υυυυ

υυ

ρ×ω×ω+ρε+=ρ×ω×ω+ρ×ε+= mmmaam

dt

vdm AA

Так как smmmm ρ=ρ= υ

υυυ

υ ; ,

то ( )[ ]ssAamdt

vdm ρ×ω×ω+ρ×ε+=

υ

υυ

(21) Но выражение в квадратных скобках есть переносное ускорение центра масс звена. По-

этому с учётом (19):

RFames += (22)

Отсюда следует, что сила инерции звена есть взятое со знаком минус произведение мас-сы на переносное ускорение центра масс звена:

es

инamF = . (23)

В проекциях, по оси получаем:

[ ( )][ ( )][ ( )]

ωρ+ωρ+ωρω+ωρ−ρε−ρε+−=



;

;

;

2

2

2

zszysyxsxzszsxysyxAzинz

zszysyxsxysyszxsxzAyинy

zszysyxsxysxsyzszyAxинx

amF

amF

amF

(24)

где zzyyxxzyx ω=εω=εω=εω+ω+ω=ω ,,;2222

(25) Выражения (24) справедливы для механизмов с переменными и постоянными массами.

В механизмах с постоянными массами ускорение будет не переносное, а абсолютное. Пусть рассматривается механизм с одной обобщённой координатой. Тогда проекция xs

является функцией этой обобщённой координаты g: ( )gxx ss = . (26)

Проекция скорости точки:

qdq

dxx s

s = . (27)

Проекция ускорения точки:

qdq

dxq

dq

xdx ss

s += 22

2. (28)

Проекция силы инерции:

.22

2

+−= q

dq

xdq

dq

dxmF SSин

x (29)

Введём новое понятие: аналог силы инерции. Кроме того, присвоим аналогу порядок (первый или второй), который определяется порядком производной:

.;2

2)2()1(

dq

xdmx

dq

dxmx SS −=−= (30)

Для других проекций получим:

;;2

2)2()1(

dq

ydmy

dq

dymy SS −=−= (31)

.;2

2)2()1(

dq

zdmz

dq

dzmz SS −=−= (32)


134

Например, для проекции инxF получим:

.2)2()1( qxqxFинx += (33) Выводы: 1. Аналогами внутренних статических неуравновешенных характеристик первого и вто-

рого порядков являются аналоги сил инерции тех же порядков. 2. Для вычисления аналогов первого порядка надо принимать обобщённую скорость

равной единице и решить для механизма задачу о скоростях. 3. Для вычисления аналогов второго порядка принимаем обобщённую скорость равной

единице, а обобщённое ускорение равным нулю, решая при этом задачу об ускорениях. 4. Внешние неуравновешенные характеристики различных порядков получим алгебраи-

ческим суммированием внутренних характеристик тех же порядков по всем звеньям, входя-щим в механизм. Литература 1. Бессонов А.П. Основы динамики механизмов с переменными массами звеньев. – М.: Наука, 1967. – 266 с. 2. Лурье А.И. Аналитическая механика. – М.: Физматгиз, 1981. – 824 с. УДК 621.9 В.Б. Струтинський д.т.н., проф. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ПРОГРЕСИВНІ МЕТОДИ ОБРОБКИ ДЕТАЛЕЙ, ЩО РЕАЛІЗУЮТЬ ОСОБЛИВОСТІ

ДИНАМІКИ ВЕРСТАТНОГО ОБЛАДНАННЯ Розробка нових прогресивних методів обробки деталей є актуальною науково-

технічною проблемою. Підвищення якості обробки деталей та забезпечення особливих влас-тивостей обробленої поверхні можна досягти використовуючи особливості динаміки верста-тів.

В процесі обробки деталей елементи динамічної системи здійснюють складні коливаль-ні рухи. В основному вони відповідають полігармонічним коливанням парціальних динаміч-них підсистем, що здійснюють поступальний або обертальний рухи. Результуючі динамічні процеси є більш складними і характеризуються циклічними просторовими переміщеннями деталі відносно інструменту.

Динамічна система верстата характеризується складними процесами зміни енергетич-них параметрів та силових факторів. Наявні обертові переносні рухи елементів динамічної системи приводять до виникнення специфічних силових факторів обумовлених силами Корі-оліса. Це суттєвим чином ускладнює кінематичні та динамічні процеси в технологічній сис-темі верстата. Звичайно динамічні процеси є небажаним явищем і їх наслідки компенсуються конструктивними і технологічними засобами.

Особливості динамічних процесів у верстатному обладнанні можна використати для отримання нових якісних показників оброблених поверхонь. В ряді випадків складні просто-рові рухи елементів в динамічній системі дають можливість підвищити якість обробки дета-лей при традиційних методах обробки. Для реалізації позитивних властивостей складних кі-нематичних процесів, що супроводжують процес обробки необхідне комплексне досліджен-ня особливостей динаміки верстатів із врахуванням переносних обертових рухів елементів динамічної системи. Це здійснено методами математичного моделювання, які орієнтовані на дослідження стохастичних коливальних процесів у технологічній системі верстата. Одним із головних моментів дослідження просторових динамічних коливальних процесів є математи-чне моделювання векторів просторових стохастичних сил різання.


135

В результаті математичного моделювання встановленні параметри взаємних перемі-щень деталі та інструменту, що визначають конфігурацію обробленої поверхні. Результати розрахунків доповнені широким колом експериментальних досліджень по визначенню прос-торових рухів елементів динамічної системи верстатів.

Встановлені особливості динамічних процесів дають можливість ціле направлено впли-вати на параметри обробленої поверхні. В основному вони стосуються зміни мікропрофіля поверхні та показників хвилястості. Є можливість формувати мікропрофіль деталей спеціа-льного виду. Перспективним є формування необхідних показників анізотропії мікропрофіля в різних напрямках по обробленій поверхні. Окремою задачею є формування заданого мік-ропрофілю на обробленій поверхні. Розроблені прогресивні методи обробки деталей дати можливість підвищити якісний показник обробки поверхонь та одержати поверхні з особли-вими властивостями.

УДК 621.09.04 В.Б. Струтинський д.т.н., проф., О.Я. Юрчишин к.т.н., доц. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ОСОБЛИВОСТІ ДИНАМІКИ ВЕРСТАТІВ ТОКАРНОЇ ГРУПИ ОБУМОВЛЕНІ

ПРЕЦЕСІЙНИМ РУХОМ ШПИНДЕЛЯ Сучасні металорізальні верстати токарної групи характеризуються максимальним

спрощенням кінематики привода головного руху. Як правило застосовується короткий жорс-ткий шпиндель із пасовою передачею. Зменшення між опорної відстані обумовлює зниження поперечно-кутової жорсткості шпинделя в його радіальній площині. Наявність пасової пере-дачі із некомпенсованим радіальним навантаженням на шпиндель приводить до виникнення поперечно-кутових переміщень шпинделя в радіальній площі.

В статичних режимах роботи при обмежених частотах обертання шпинделя поперечно-кутові переміщення мало впливають на точність обробки. В цьому випадку підвищення точ-ності можна досягти правильним розташуванням інструменту відносно лінії дії на шпиндель зусилля в пасовій передачі.

Зовсім інша ситуація має місце в динаміці особливо при високих частотах обертання шпинделя. Перекос осі шпинделя в радіальній площині обумовлює виникнення гіроскопіч-них моментів, що діють на обертовий шпиндель з патроном і обробленою деталлю. Гіроско-пічні моменти визивають прецизійний рух вісі шпинделя. При роботі верстата виникають динамічні навантаження в приводній передачі. Це приводить до динамічного моментного на-вантаження на шпиндель. Частотний спектр динамічних навантажень охоплює полосу влас-них частот просторових коливань шпинделя. Наявність динамічних моментних навантажень близьких до резонансних частот породжує параметричні резонансні коливання в динамічній системі шпинделя. В поєднанні з прецесійним рухом, резонансні коливання визивають спе-цифічні циклічні зміщення деталі та інструменту в зоні різання.

В процесі досліджень встановлено особливості прецесійного переміщення деталі, які приводять до виникнення специфічної хвилястості обробленої поверхні. Запропоновані ме-тоди ціле направленої зміни параметрів хвилястості. При забезпеченні необхідних парамет-рів хвилястості оброблена поверхня набуває позитивних якісних властивостей.


136

УДК 621.9.048 В.Б. Струтинський д.т.н., проф., В.П. Симонюк, здобувач НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

РОБОЧІ ПРОЦЕСИ УДАРНО ІМПУЛЬСНОЇ ОБРОБКИ ДЕТАЛЕЙ ВІЛЬНИМ АБРАЗИВОМ

Віброабразивна обробка малорозмірних деталей вільним абразивом потребує спеціаль-

ного обладнання та режимного забезпечення його роботи. Одним із перспективних напрям-ків є ударно-імпульсна обробка деталей. Обробка здійснюється у спеціальному вібробункері встановленому на пружних опорах і оснащеному електромагнітними приводами. Перемі-щення вібробункера обмежується жорсткими упорами. При йому забезпечується періодична зупинка корпусу вібробункера (удар). Робоче середовище в порожнині вібробункера включає малорозмірні оброблювані деталі та гранули абразиву (природний граніт). При раптовій зу-пинці вібробункерамає місце ударно імпульсна взаємодія деталей і гранул, що забезпечує поверхневу обробку деталей, заокруглення гострих крайок і виступів.

Інтенсивність процесів обробки визначається робочими процесами, що проходять у віб-робункері. Проведено комплекс теоретичних і експериментальних досліджень робочих про-цесів. Встановлено, що у вібробункері мають місце різнорідні рухи робочого середовища. У всьому об’ємі вібробункера виникає повільний циркулярний рух. Він поєднується із хаотич-ними рухами деталей і гранул обумовлених нелінійними характеристиками контактуючих елементів робочого середовища. Основним рухом, який забезпечує процес обробки поверхні деталі є зміщення деталі відносно гранул абразиву при ударно-імпульсному навантаженні.

Теоретичні і експериментальні дослідження послужили основою визначення кінематич-них параметрів окремих рухів робочого середовища. Встановлені особливості кінематики робочого середовища. Досліджені робочі процеси руху деталей і гранул абразиву є основною для підвищення ефективності ударно-імпульсної обробки деталей у вібробункері.

УДК 621.09.04 В.Б. Струтинський д.т.н., проф., НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна В.М. Дрозденко, президент ПАТ «Веркон», м.Київ, Україна

ТЕОРЕТИЧНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ СТОХАСТИЧНОГО

ПЕРЕМІЩЕННЯ ВІСІ ШПИНДЕЛЯ ТОКАРНОГО ВЕРСТАТА ІЗ РУХОМИМ ШПИНДЕЛЬНИМ ВУЗЛОМ

Верстати токарної групи із рухомим шпиндельним вузлом забезпечують прогресивні

методи обробки деталей великого діаметра(200…400 мм). Важливою науково-технічною проблемою є забезпечення точності положення вісі шпинделя, який переміщується відносно нерухомого інструменту. На відміну від верстата опори шпинделя якого розміщені в нерухо-мих корпусах, верстат із рухомим шпиндельним вузлом має додаткові похибки положення вісі шпинделя. Вони обумовлені багаточисельними факторами випадкового характеру. Для дослідження переміщення вісі шпинделя доцільно застосувати теоретичні методи.

Запропоновані теоретичні методи визначення стохастичного переміщення «биття» вісі шпинделя, які базуються на їх поданні у вигляді розкладу в ряди Фур’є при випадкових змі-нах коефіцієнтів рядів. Додаткові переміщення вісі шпинделя описані набором поліноміаль-них регресійних моделей, які визначають рух шпинделя в локальній системі координат пов’язаній з інструментом. Рух в локальній системі координат є обмеженим, що дає можли-


137

вість спростити регресійні моделі для опису випадкові зміщення вісі шпинделя в процесі об-робки деталі. В ряді випадків рух вісі в локальній системі координат приводиться до квазіпе-ріодичного руху для опису якого теж застосовуються ряди Фур’є.

Теоретичний аналіз закономірностей стохастичного переміщення вісі шпинделя послу-жив основою для розробки конструктивно-технологічних заходів по підвищенню точності обробки деталей великого діаметру на верстатах токарної групи із рухомим шпиндельним вузлом.

УДК 621.733 В.Б. Струтинський д.т.н., проф., К.А. Весельська студ. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ФОРМУВАННЯ ТА ВИКОРИСТАННЯ КОМЕРЦІЙНОЇ ПРОПОЗИЦІЇ

ІНТЕЛЕКТУАЛЬНОГО ПРОДУКТУ В СФЕРІ МАШИНОБУДУВАННЯ

Наявність комерціалізованого інтелектуального продукту є необхідною, але недостат-ньо умовою його використання. Для розповсюдження інтелектуального продукту серед заці-кавлених об'єктів господарювання необхідно надати вичерпну інформацію про нього для по-тенційних споживачів. Одним із раціональних способів надання інфоромації про інвестицій-ну привабливість інтелектуального продукту є комерційна пропозиція.

Комерційна пропозиція орієнтована на споживачів, що зосереджені у відділах маркети-нгу промислових підприємств, установ та організацій. Вона орієнтована на фахівців техніч-ного профілю, які ведуть менеджмент машинобудівного підприємства.

Враховуючи потенційних замовників, розроблена загальна структура комерційної про-позиції та деталізовано її основні складові. Проведено формування комерційної пропозиції на комерціалізований інтелектуальний продукт у сфері машинобудування. В якості об'єктів інтелектуальної власності взято науково-технічні розробки кафедри Конструювання верста-тів та машин НТУУ «КПІ», який виконано в 1990-2010 роках.

Вони включають в себе сукупність об'єктів промислової власності (близько 30 об'єктів), об'єкти авторського права та інші об'єкти інтелектуальної власності.

Загальна характеристика комерційної пропозиції включає: анотований огляд об'єктів ін-телектуальної власності, що складають елементну базу мехатронних систем керування тех-нологічними машинами; обґрунтування інвестиційної привабливості інтелектуально продук-ту “Високоефективна елементна база мехатронних систем керування технологічними маши-нами”; економічний прогноз використання інтелектуального продукту у вигляді високоефек-тивної елементної бази мехатронних систем керування технологічними машинами; оцінку ризику інвестицій в розробку технологічних машин що включають елементну базумехатрон-них систем керування технологічними машинами.

Об’єкти інтелектуальної власності в своїй сукупності спрямовані на досягнення однієї мети- підвищення ефективності гідравлічних і пневматичних пристроїв, що реалізують ме-тодиструменевого керування. Об'єкти промислової власності систематизовані і подані у ви-гляді, достатньому для розуміння технічної суті інтелектуального продукту, що є предметом комерційної пропозиції. Окреслена науково-технічна проблема, яку вирішено запропонова-ними технічними рішеннями. Такою проблемою є створення ефективних пристроїв, що за-безпечують вимоги якості показниківкерування, мають широкі діапазони зміни параметрів, низьку металоємність та мінімальне енергоспоживання. Комплекс об'єктів інтелектуальної власності включає ряд складових, що забезпечують технічну реалізацію струменевихприст-роїв, способи їх виготовлення та адаптацію пристроїв у системах керування.


138

Згідно сформульованої науково-технічної проблеми подана загальна інформація про об'єкти інтелектуальної власності які пропонуються в комерційній пропозиції. Опис об'єктів промислової власності здійснено по типовій формі. Вона включає текст формули винаходу та рисунки, які пояснюють суть технічного рішення. Текст формули подається на українсь-кій, російській та англійській мовах. Це дає можливість розширити коло потенційних спожи-вачів інтелектуального продукту. Наведені в такому вигляді характеристики інтелектуально-го продукту узагальнено і доповненоописом об'єктів авторського права, відповідних комер-ційній пропозиції. Надана необхідна кількість посилань на літературні джерела. Огляд скла-дових об’єктів інтелектуальної власності доповнено їх аналізом як замкненої системи, при-датної для розв’язку окремої задачі. По результатам аналізу запропонована область викорис-тання інтелектуального продукту та сфери його впровадженням.

Дана характеристика інвестиційної привабливості запропонованого інтелектуального продукту. Вона базується на його порівнянні з продуктами аналогами.Обґрунтована базова цільова оцінка наведеному комплексу об’єктів інтелектуальної власності. Вона включає роз-рахункову оцінку по різним методам, зокрема витратному, ринковому та дохідному.

Оцінка підтверджена інформацією про фактичні затрати розробників інтелектуального продукту, пов’язані із створенням комплексу об’єктів інтелектуальної власності.

Однією із основних складових комерційної пропозиції є обґрунтування її інвестиційної привабливості. Воно базується на аналізі сучасного стану машинобудівних підприємств України. Ринкові умови машинобудування характеризуються жорсткою конкурентною боро-тьбою із провідними виробниками світу. Це потребує інноваційного підходу до створення нових зразків техніки. Особливістю сучасного машинобудівного виробництва є низький конструкторський потенціал підприємств. Потужні творчі колективи конструкторів які пра-цювали на підприємствах в радянський час нажаль майже втрачені. Є суттєва проблема у ка-дровому забезпеченні конструкторських робіт. Робота конструкторських підрозділів в даний час організована у вигляді спільної праці окремих спеціалістів на індивідуальних комп’ютеризованих робочих місцях. Майже відсутня централізована інформаційна база, яка була в наявності раніше. Окремий фахівець в якості джерела інформації застосовує в основ-ному мережу Інтеренет. Це обумовлює необхідністьобробки значних обсягів невпорядкова-ної інформації, а також виконання великого обсягу робіт, непов’язаних безпосередньо із конкретними розробками. Тому доповнення наявних джерел систематизованим тематичним викладенням інформації у комерційній пропозиції суттєво підвищує ефективність роботи конструктора.

Об’єкти, викладені в комерційній пропозиції, створені в результаті виконання значного обсягу наукоємних дослідно-конструкторських робіт світового рівня. Тому їх застосування суттєвим чином підвищує якість розробок, забезпечує їх конкурентоспроможність.

В комерційній пропозиції викладено бачення розробників пропозиції на оцінку її інвес-тиційних ризиків. Воно базується на аналізі механізму окупності інтелектуального продукту. Розглянуто ланцюжок від початку придбання інтелектуального продукту до його практично-го використання з реалізацією продукції, яка розроблена на основі інтелектуального продук-ту. Дано орієнтовні строки впровадження і отримання результату. Виконано прогноз напря-мків розвитку продукції машинобудування України, яке включає прогресивні пристрої гід-ропривода. Показано, що застосування інтелектуального продукту забезпечить суттєвий еко-номічний ефект із мінімумом затрат. Наведені числові характеристики інвестиційного ризи-ку у відносних і абсолютних величинах. Вказано можливі шляхизниження інвестиційного ризику в процесі виконання конструкторських розробок.


139

УДК 621.9.06 С.В. Струтинський к.т.н., ас., А.А. Гуржій, асп. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ВИКОРИСТАННЯ ТЕОРІЇ НЕЧІТКИХ МНОЖИН ДЛЯ ОЦІНКИ ТОЧНОСТІ

ПРОСТОРОВОЇ СИСТЕМИ ПРИВОДІВ Важливою науково-технічною проблемою розробки просторової системи приводів є за-

безпечення її необхідної точності. Просторова система приводів має велику кількість нежорстких елементів із шарнірними

з’єднаннями (рис. 1).

Рис. 1. Типова просторова система

приводів побудована на основі механіз-магексапода

Напрямні

Шарнірні опори

Несуча система

Виконавчий орган

Напрямні

Виконавчий орган


З’єднання

ДІАПАЗОН

ФУНКЦІЯ ПРИНАЛЕЖНОСТІ

ВЕКТОРА КООРДИНАТ

ВИКОНАВЧОГО ОРГАНУ

ФУНКЦІЯ ПРИНАЛЕЖНОСТІ

ДИНАМІЧНІ ПОХИБКИ

ПОХИБКИ СХЕМНОГО

ТА КОНСТРУКТИ

ВНОГО РІШЕННЯ

СТАТИЧНІ ДЕФОРМАЦІЇ

КІНЕМАТИЧНІ ПОХИБКИ

Зміни геометрії

2

3

4

5 1


Напрямні

Окреміприводи

Знос і зміна форми

Похибки виготовлення та складання

Робочі процеси в приводах

Термічні деформації

Зміни виконавчого органу


Кінематичні ланцюги Приводи

Приводи

Напрямні

З’єднання

Приводи

Конструкти-вні рішення

вузлів

Схема механізму

Рис. 2. Граф формування функції приналежності похибки системи шляхом композиції окремих

складових похибок

Характеристики елементів просторової системи приводів та спряжень між ними є нечіт-

ко визначеними і змінюються в залежності від багаточисельних факторів. Для оцінки пара-метрів точності системи приводів використано основні положення теорії нечітких (розмитих) множин. Похибки положення виконавчого органу системи приводів визначено шестивимір-ним вектором компоненти якого є нечіткими множинами із відповідними функціями прина-лежності.

Для формування вектора функцій приналежності нечітко визначених похибок розроб-лена спеціальна методика. Схема формування похибок подана у вигляді древовидної струк-тури (графа) формування загальних похибок по окремим складовим (рис. 2).

Особливістю структури є ігнорування взаємного впливу окремих складових похибок. Показано, що взаємний вплив складових похибок є незначним в системах складної конфігу-рації при помірних швидкостях руху окремих ланок просторової системи приводів та дії в динамічній системі високочастотних вібраційних навантажень незначної інтенсивності.

Загальна похибка залежить від похибок реалізації схемного рішення системи приводів (позиція 1 на рис 2). Значний вклад у формування похибки вносять зміни геометрії системи приводів (позиція 2). Повільні зміни похибок обумовлені зносом контактуючих поверхонь. Зміна температури приводить до виникнення похибок внаслідок термічних деформа-цій.Внаслідок взаємного переміщення окремих ланок системи виникають кінематичні похи-


140

бки (позиція 3). Під дією навантажень мають місце похибки у спряженнях та в самій несучій системі (позиція 4).Названі види похибок допускають експериментальні виміри і в більшості випадків можуть бути компенсовані. Динамічні похибки (позиція 5) обумовлені нестаціона-рними процесами в системі і мають невизначений характер.

Значне збільшення динамічних похибок відбувається по причині переносних поворот-них рухів ланок просторової системи приводів. При цьому виникають гіроскопічні моменти обумовлені силами Коріоліса.

Наявність багато чисельних факторів, які формують загальний вектор похибок просто-рової системи приводів приводить до появи нечітко визначених похибок. Вони характеризу-ються функціями приналежності. Кожна з компонент вектора похибки має свою функцію приналежності. Використані функції приналежностей у вигляді кривих Гауса. Ступінь роз-митості компонент вектора похибок встановлюється шляхом проведення серії розрахунків відхилення виконавчого органу системи приводів від його номінального положення.При ро-зрахунках застосовані методи Монте Карло. Визначені функції приналежності є ефективним засобом оцінки точності положення виконавчого органу просторової системи приводів.

УДК 621.9.06 С.В. Струтинський, к.т.н., ас. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ОСОБЛИВОСТІ КІНЕМАТИКИ ПРОСТОРОВОЇ СИСТЕМ ПРИВОДІВ

Просторові системи приводів є ефективними засобами маніпулювання об’єктами. Їх за-стосування дає можливість побудувати раціональні і оптимальні закони руху об’єктів. Роз-робка схемних і конструктивних рішень системи приводів має ряд проблем. Однією із них є наявність особливих положень і відповідно особливостей кінематики системи приводів. В особливих (сингулярних) положеннях має місце втрата керованості системи, виникнення значних прискорень та відповідних навантажень.

В результаті досліджень встановлені умови виникнення сингулярних положень в кіне-матичних ланцюгах просторової системи приводів. Вони полягають у наявності виродження (сингулярності) матриці Якобі, що включає частинні похідні просторових координат вико-навчого органу по зміні довжини окремих приводів. Показано, що в просторовій системі приводів наявні різнорідні сингулярні положення двох видів. Сингулярні положення першо-го роду характеризуються нульовими або нескінченними значеннями компонент матриці Якобі.

Сингулярні положення другого роду характеризуються відсутністю зв’язку між перемі-щеннями окремих приводів та просторовими координатами виконавчого органу. При цьому значення частинної похідної, що є компонентом матриці Якобі невизначено (не існує).

Для виключення сингулярних положень в кінематичних ланцюгах запропоновано спеці-альні схемні і конструктивні заходи. Схемні рішення включають вибір геометричних пара-метрів системи приводів та встановлення кінематичних обмежень на переміщення окремих елементів системи. Одним із методів виключення сингулярних положень є використання до-даткових приводів.

На основі проведених досліджень розроблено ряд ефективних схемних рішень просто-рових систем приводів. Одним з них є просторова система приводів із трьома виконавчими органами (рис. 1).


141

Система має нерухому планку 1 на вісях якої встановлено кронштейни із рухомими планками 2 - 6. Виконавчі органи 7, 8, 9 зв’язані із відповідними групами рухомих планок.

В результаті проведених досліджень ро-зроблено ряд схемних рішень просторових систем приводів для маніпулювання об’єктами машинобудування. Системи при-водів мають число ступенів вільності 7-12. Це забезпечує значну гнучкість роботи механіз-мів та розширює їх робочий простір.

Розроблені системи приводів призначені для маніпулювання деталями або інструмен-том при механообробці. Доцільне їх викорис-тання при механізації важких або небезпеч-них робіт, зокрема робіт в складних екологіч-них умовах. Раціональним є застосування да-них систем у пристроях нанесення фарби, клею, захисних покрить. Можливе їх застосу-вання в системах пакування, сортування об’єктів, здійснення різноманітних логістич-них операцій.

УДК 621.7 В.Б. Струтинський д.т.н., проф., А.С. Дем’яненко асп. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ПІДВИЩЕННЯ ТОЧНОСТІ ВЕРСТАТІВ З ПАРАЛЕЛЬНИМИ КІНЕМАТИЧНИМИ ЗВ’ЯЗКАМИ ШЛЯХОМ КОРЕКЦІЇ СИСТЕМИ КЕРУВАННЯ З

ВИКОРИСТАННЯМ СПЕЦІАЛЬНИХ ПРИСТОСУВАНЬ

Верстати з паралельними кінематичними зв’язками є прогресивним металообробним обладнанням. Вони мають низьку матеріалоємність, допускають складні формоутворюючі рухи інструменту. До недоліків обладнання даного типу відносяться недостатня точність та низькі показники стабільності при виході інструменту в позицію.

Підвищення точності і стабільності роботи верстата з паралельними кінематичними зв’язками досягається корекцією законів керування, яка здійснюється безпосередньо в сис-темі ЧПК. Для цього використовують виміри точного положення виконавчого органу верста-та при його виході в чітко фіксовані позиції, що визначені спеціальним пристроєм (каліб-ром). В якості калібрів використовуються точні циліндричні деталі, або система точних сфер, які розміщені по лінії або по площині.

Запропоновано використовувати для калібровки верстата спеціальне оснащення, яке складається із однотипних модулів. Модулі можуть формувати плоскі або просторові струк-

Рис. 1. Система приводів із трьома виконав-чими органами

1


142

тури різної конфігурації. Типовою структурою є взаємно-ортогональне розташування трьох плоских калібрів (рис.1).

Калібровка здійснюється по трьох площинах, які взаємно-перпендикулярні од-на одній. Це дає можливість підвищити то-чність відпрацювання основних характерис-тик оброблювальних поверхонь, що визна-чені в декартовій прямокутній системі ко-ординат.

Калібрування просторового перемі-щення шпинделя верстата здійснюється при різних поперечно-кутових положеннях при-строю. Поворот навколо вертикальної вісі дає можливість оцінки точності відпрацю-вання колових траєкторій переміщення шпинделя.

Застосування розроблених пристроїв забезпечує гнучке калібрування верстата з паралельними кінематичними зв’язками ві-дповідно особливостям оброблюваних по-верхонь.

УДК 621.9 Н.С. Равська проф., д.т.н., О.А. Охріменко к.т.н., О.А. Плівак НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ОСОБЛИВОСТІ ФОРМОУТВОРЕННЯ ГВИНТОВОЇ КАНАВКИ СПІРАЛЬНИХ СВЕРДЕЛ ДИСКОВИМ ІНСТРУМЕНТОМ ПРЯМОЛІНІЙНОЇ ФОРМИ

З розвитком верстатів з числовим програмним керуванням в останній час широко стали

використовувати спеціальні заточні вертати при виготовленні спіральних суцільних свердел, як з швидкорізальної сталі так і з твердого сплаву. Особливістю таких верстатів є те, що всі операції по виготовленню свердла здійснюються за один установ: оброблення ,гвинтових ка-навок, гвинтової стрічки, заточування свердла та підточка. В якості інструменту використо-вуються шліфувальні круги, при чому на одній оправці, що надівається на шпиндель верста-та можуть знаходитись на одній осі три шліфувальні круги – тарілчастий, циліндричний пло-скої форми і конічний плоскої форми, це дозволяє сумістити всі операції по виготовленню такого інструменту. Формоутворення стружкових канавок спіральних свердел на таких вер-статах відбувається не фасонним шліфувальним кругом, а кругом плоскої форми ПП (ГОСТ 2424-83), 1А1 (ГОСТ 17123-79). Розробники такого обладнання надають користувачеві кін-цевий набір значень параметрів для виготовлення канавок такого інструменту, що визначать форму стружкороздільної канавки від, якої в свою чергу залежить форма різальної кромки свердла.

Рис. 1. Пристрій для калібрування верс-

тата паралельної кінематики, який включає три взаємно-ортогональні плити


143

Рис. 1. Схема формоутворення гвинтової канавки свердла дисковим інструментом

Для цього розглянули схему розта-шування дискового інструменту при фор-моутворенні гвинтової канавки свердла рис.1. При такій установці стружкова ка-навка утворюється периферійною части-ною круга, при чому та частина канавки, яка лежить на різальній кромці утворюєть-ся точками круга, що знаходяться на тор-цевій його частині, а не робоча частина канавки «затилок» – утворюється цилінд-ричною поверхнею круга при їх гвинтово-му русі відносно осі свердла.

В роботі розглянуто особливості формоутворення стружкової гвинтової ка-навки спіральних свердел дисковим ін-струментом прямолінійної форми. Прове-дено аналіз впливу установочних парамет-рів кругів на форму і розміри стружкової канавки свердла отриманого шліфуваль-ними кругами з прямолінійним профілем. Проведений порівняльний аналіз отрима-ної гвинтової поверхні з теоретично – то-чною поверхнею стандартного свердла. За результатами розрахунків отримали, що за рахунок раціонального вибору установоч-

них параметрів круга при формоутворенні стружкової канавки свердла можна мінімізувати відхилення отриманого профілю стружкової канавки свердла від профілю теоретично-точної канавки стандартного свердла. УДК 621.9.06.–233.1:621.822.76 Ю.М. Данильченко, В.І. Коломієць ас. НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

УМОВИ ВИНИКНЕННЯ ПАРАМЕТРИЧНИХ РЕЗОНАНСІВ РАДІАЛЬНО-УПОРНОГО КУЛЬКОВОГО ПІДШИПНИКА ПРИ ПОЛІГАРМОНІЧНОМУ

ЗБУДЖЕННІ

Якість будь-якої машини залежить від якості її складових вузлів, серед яких значну ча-стину займають підшипники кочення. До того ж кулькові підшипники будучи самі складною механічною системою, виявляються найменш жорсткими порівняно з іншими вузлами ма-шини.

Переважним видом опор шпинделів є підшипники кочення. До них ставлять надзвичай-но високі вимоги щодо швидкохідності та точності обертання.

Похибки виготовлення і монтажу підшипників спричиняють коливання відносних пружних зміщень кілець, таким чином підшипник, як складова частина шпиндельного вузла верстата являться нелінійним параметричним елементом і тому може розглядатись як джере-ло виникнення параметричних коливань шпинделя.

Метою даної роботи є побудова областей нестійкості для параметричної механічної си-стеми коливань в загальному випадку (при довільному періодичному законі збудження),


144

визначення критичних параметрів та умов виникнення параметричних резонансів коливань радіально-упорних кулькових підшипників, зумовлених похибками виготовлення і монтажу підшипників у шпиндельному вузлі.

Пружно-деформаційна модель підшипника розглядається як система з трьома степеня-ми вільності із змінною жорсткістю по куту повороту внутрішнього кільця.

Було визначено критичні коефіцієнти збудження системи, побудовано області нестій-кості коливань перших трьох параметричних резонансів для різних гармонік полігармонічно-го закону зміни жорсткості системи.

Для дослідження обрано шпиндельний радіально-упорний кульковий підшипник 36104 з характеристиками D=42 мм, d=20 мм, B=12 мм, z=11, dw=6.35 мм, τ=12.0. Похибки виго-товлення доріжок кочення кілець і комплекту кульок задавались за рекомендаціями [2].

Проводився розрахунок і були побудовані діаграми з допомогою середовища матема-тичних розрахунків MathCAD.

Зі збільшенням розмірів та швидкостей сучасних машин стає все більш важливим при проектуванні інженерних конструкцій проводити дослідження коливань, які виникають в них. Похибки виготовлення підшипників спричиняють змінність їх жорсткості, і тому мо-жуть розглядатись як джерела виникнення параметричних коливань.

Метою даної роботи є перевірка підшипника 36104 на виникнення параметричного ре-зонансу, внаслідок похибки виготовлення. Характеристики підшипника D=42 мм, d=20 мм, B=12 мм, z=11, dw=6.35 мм, τ=12.0.

Пружно-деформаційна модель підшипника розглядається як система з одним ступенем вільності із змінною жорсткістю по куту повороту внутрішнього кільця. Стійкість розв’язків кожного рівняння системи досліджувались за допомогою критичних коефіцієнтів збудження.

Розрахунок проводився в середовищі математичних розрахунків MathCAD. При ро-зрахунку коливань підшипника враховано закономірності зміни його жорсткості по куту по-вороту внутрішнього кільця внаслідок похибок виготовлення доріжок кочення кілець та комплекту кульок та зміни частоти обертання.

Для розрахунку ми маємо дискретні значення жорсткостей підшипника, для різних по-ложень на десяти обертах. Цей періодичний сигнал розкладаємо в ряд Фурьє, будуємо спектр по гармонікам, тобто знаходимо абсолютні величини кожної гармоніки. Диференціальне рівняння задачі буде мати вигляд

∞

=

=−Ω++1

2 0)cos21('2''k

k ftkff θμε

де, cp

kk K

M=μ

Границя областей динамічної стійкості відповідає періодичному розв’язку цього рівняння. Цей розв’язок дозволяє вирахувати границі всіх областей стійкості. В першому наближенні нехтуємо взаємним впливом окремих гармонік в розкладі ряду жорсткостей.

0

41

41

2

22

2

22

=

Ω−−

ΩΔ

ΩΔ−

Ω−+

θμθπ

θπ

θμ

kk

kk

k

k (k=1, 2, 3,..)

Отримаємо для першої області параметричного резонансу

22* )(1

2

πυμθ −±Ω= kk


145

Після побудови отримаємо області стійкості для для даної системи.(рис. 1)

Поведінка розв’язків рівняння залежиь від параметрів η та μ . Області цих параметрів (рис 1), за яких випадкове порогове відхилення від положення рівноваги веде до зростаючих ко-ливань (параметричний резонанс) називають об-ластями нестійкості. Ці області заштриховані. Незаштриховані області параметрів відповідають затухаючим коливанням. Література 1. Болотін В.В. Динамічна стійкість пружних систем. – Москва: Государсьвенное издательство техніко-теоретической литературы, 1971, - 600с.

2. Журавлев В.Ф., Бальмонт В.Б. Механика шарикоподшипников гироскопов. – М.: Машиностроение. 1985. – 272 с. 3. Данильченко Ю.М., Кузнєцов Ю.М. Прецизійні шпиндельні вузли на опорах кочення (теорія і практика). - Тернопіль – Київ: Економічна думка, 2003. – 344 с. УДК О.Ф. Саленко1 д.т.н., проф., В.Т. Щетинін1 к.т.н., доц., С.В. Коваленко2 ас., 1-Кременчуцький національний університет ім. М.Остроградського, м. Кременчук, Україна 2-Кіровоградський національний технічний університет, м. Кіровоград, Україна

ПРО ВИКОРИСТАННЯ МЕХАНІЗМІВ ІЗ ПАРАЛЕЛЬНОЮ СТРУКТУРОЮ В

ОБЛАДНАННІ ДЛЯ ФІЗИКО-ТЕХНІЧНИХ МЕТОДІВ ОБРОБКИ

Механізми із паралельними кінематичними ланцюгами набувають все більшого поши-рення в промисловому обладнанні завдяки широким технологічним можливостями, малим інерційним характеристикам ланок робочого органу, спроможності забезпечити відносно ви-соку точність обробки деталей при мінімальній кількості її переустановлень.

Не виключенням є і обладнання для фізико-технічної обробки, однак обмеженість спо-собів формоутворення цими методами (обумовлена тим, що інструментом у переважній бі-льшості випадків є ідеалізований точковий інструмент безкінечної довжини) дещо стримує перенесення відомих технічних рішень на верстати даної групи.

Систематичні роботи та значні напрацювання у галузі створення обладнання для оброб-ки матеріалів шляхом реалізації процесів струминного різання (гідро- та гідро абразивним методом, лазерно-струминним впливом) дозволили зробити висновок про доцільність та пер-спективність використання механізмів із паралельними кінематичними структурами у верс-татах для фізико-технічних методів обробки.

Переважна більшість моделей гідрорізного обладнання, представлених на світовому ри-нку, практично мало чим відрізняється від зазначеної вище конструкції. Особливість та інди-відуальність складають допоміжні пристрої й аксесуари. Практично всі види обладнання мають типове компонування: заготовка розміщається на горизонтальному нерухомому столі, гідрорізна головка, установлена на траверсі, здійснює руху подачі в прямокутній системі ко-ординат. Для розширення технологічних можливостей в окремих випадках керованою є й вертикальна координата (переміщення уздовж осі струменя) або одна з кутових координат.

Для адаптації механізмів з паралельною структурою у верстати для струминної обробки достатньо використання системи пристроїв, що забезпечують пересування заготовки в одній площині – перпендикулярно осі натікаючого струменя. При цьому буде розв’язано задачу

Рис. 1 Області першого параметричного резонансу для перших трьох гармонік

полігармонічного сигналу


146

відтворення заданого контуру при обробці заготовки певної товщини; обробка різнотовщин-них заготовок (або 3-D виробів) можлива при наданні відповідного руху струминній головці у перпендикулярному площині розміщення заготовки напрямку. Вирішення даної задачі вба-чалося нами у використанні λ-механізму, який пропонувалося виконати у вигляді окремого модуля, що надавало змогу виконувати обробку деталей широкого діапазону розмірів. Пода-льше розширення технологічних можливостей шляхом виконання об’ємного різання можли-ве, якщо додатково до плоского переміщення заготовки надати струминній головці вільне переміщення у просторі.

Фото реалістичне зображення пропонованого верстата подано на рис. 1. У результаті проведення аналізу динамічних характеристик якості верстата та моделювання виникаючих деформацій технологічної оброблюваної системи під дією робочих навантажень було вста-новлено, що використання пропонованого λ-механізму є ефективним, оскільки помилки від-творення заданого контуру не перевищують 0,15 мм, що є задовільним для струминних ме-тодів обробки. Зважаючи, що пропонований механізм здатен оперувати заготовками розмі-рами до 2500х3250 мм, така точність відповідає 6 квалітету.

Рис. 1. Фотореалістичне зображення верстата для реалізації струминної обробки нового покоління

Оснащення пропонованого верстату окремим приводом, сполученим із струминним при-строєм, виконаним із можливістю вертикального переміщення по напрямним консольного елемента, що разом із приводами подач несучої системи, сполученої з оброблюваною загото-вкою, забезпечує відносне переміщення заготовки і струменя як при реалізації руху подачі так і при здійсненні установчих переміщень або при реалізації тривимірної обробки також веде до набуття нових ознак: розширення технологічних можливостей різання забезпечуєть-ся тим, що струминний пристрій додатково може бути виконаний із можливістю повороту довкола основних осей декартової системи координат, сполучений із трубкою змінної дов-жини шарніром та з відповідними обертовими приводами подач.

Таким чином, запропонована і обґрунтована концепція нового обробного обладнання із засобами орієнтації заготовки та здійснення робочої подачі на основі механізмів із паралель-ними кінематичним ланцюгами дозволяє досягти принципово нових технічних ефектів, являє собою патентно-привабливий промисловий зразок і дозволяє значно поліпшити умови вико-нання обробки, забезпечити високу її точність та надійність.


147

УДК С.С. Відміч, О.Ф. Саленко Кременчуцький національний університет імені Михайла Остроградського

ПІДВИЩЕННЯ СТАЛОСТІ СУМІЩЕНОЇ ОБРОБКИ НА ВЕРСТАТАХ ТОКАРНОЇ

ГРУПИ НА ОСНОВІ ФУНКЦОІНАЛЬНО-ОРІЄНТОВАНОГО ПІДХОДУ

У машинобудуванні більшість деталей, необхідних для виробництва машин, прохо-дить обробку на металообробних верстатах. Ефективність технологічних процесів металооб-робки (ТПМО) визначається успішністю отримання деталей з заданими формою, розмірами і якістю поверхні на наявних у підприємств верстатах при мінімально можливих витратах ча-су, коштів і енергії. При цьому одним напрямків підвищення ефективності технологічних процесів, поряд із використанням нового різального інструменту, високоточного обладнання, є реалізація процесів суміщеної обробки, реалізованої на основі функціонально орієнтовано-го підходу.

Сутність підходу полягає у тому, що умови та особливості реалізації певного техноло-гічного процесу забезпечують на основі подальших функцій ділянки, елементу, поверхні, або частини виробу в цілому. При такому підході сполучення окремих технологічних переходів та операцій в цілому, реалізоване на окремих ділянках оброблюваної заготовки, дає можли-вість значно скоротити час на виконання операції, підвищити продуктивність та ефектив-ність використання обладнання. Прикладом виконання подібної сполученої обробки можуть бути відповідальні тіла обертання, використовувані в авіаційній промисловості.

Запропоновано теоретичні засади щодо оцінки можливостей сполучення окремих тех-нологічних переходів у рамках операції на основі теорії множин та графів, що дозволило згенерувати варіанти реалізації процесів суміщеної обробки, а також за певним критерієм визначити оптимальне рішення. Показано, що сполучення переходів суттєво впливає на ста-лість обробки та викликає збурення в технологічній обробній системі, які нерідко призводять до виникнення недопустимих погіршень якості. Саме тому запропоновано у якості критерію сполучення окремих переходів обирати критерій стійкості технологічної системи у певних умовах.

Розроблені теоретичні засади реалізовано для випадку сполучення оздоблювальної обробки відповідальних виробів – тіл обертання – на верстатах токарної групи. При цьому сполучено чистове різання із алмазним вигладжуванням окремих ділянок поверхні.

Розроблено математичні моделі процесу, що враховують динамічні збурення від рі-зання та пластичного деформування, запропоновано ефективний механізм подолання недо-пустимих вібрацій та появи на поверхні муарових хвиль.

Проведені експериментальні дослідження довели адекватність пропонованих рішень та дозволили отримати високу якість оброблених поверхонь. При цьому вдалося скоротити час на виконання обробки, ліквідувати одну оздоблювальну операцію.

Впровадження теоретичних засад розробки тех-нологій на основі функціонально орієнтованого підхо-ду та практичних рекомендацій щодо реалізації техно-логії для конкретного виробу на діючому підприємстві дозволило отримати значний економічний ефект.

Література 1. Михайлов А.Н. Основы функционально-ориентированных

технологий. – Донецк.: ДонНТУ, 2009. – 420 с. 2. Видмич С.С., Саленко А.Ф. Зеленский В.Г. Устойчивость

комбинированной обработки //Вісник Кременчуцького державно-го політехнічного університету імені Михайла Остроградського. – Кременчук: КДПУ, 2008. – Вип. 1/2008 (48) частина 2. – с. 20-26


148

УДК 621.891: 621.316 В.С. Антонюк д. т. н., проф., Я.В. Вовк НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСПОСОБНОСТИ СЛАБОТОЧНЫХ КОНТАКТОВ С ПОКРЫТИЯМИ

Широкое применение в механоэлектрических приборах и механизмах токосъемников

связано с необходимостью обеспечения переходного сопротивлению и момента трения токо-съемников предъявляет повышенные требовании, что стимулирует применение в качестве контактов, особенно слаботочных, благородных металлов и их сплавов. Исследования про-цессов контактирования благородных металлов с золотом показывают, что практически во всех случаях происходит адгезионный перенос золота на поверхность другого материала. В зависимости от структуры золотого покрытия его адгезионное взаимодействие с поверхно-стью другого материала также изменяется.

Исследование подвергали коллекторные кольца токосъемника из латуни Л62 (ГОСТ 17711-93) и платано-иридиевые щеки на которые наносили покрытие электрохимическим способом из раствора состоящего из дицианоаурата калия, лимоннокислого калия и лимон-ной кислоты, при этом концентрация дицианоаурата калия. Плотность тока изменяли от 0,01 А/дм-2до 1,0 А/дм-2, а период нанесения составлял от 2,5 до 6 часов.

Анализ структур покрытия проводился методами растровой электронной микроскопии (JAMP-1OS, фирмы JEOL) и атомно-силовой микроскопии (фирма-изготовитель ОДО "Мик-ротестмашины", г.Гомель, Беларусь).

Исследования методом РЭМ полученных в различных условиях покрытий показали, что зерна золота имеют различную форму и размеры. Так, увеличение плотности тока 0,01 А/дм 2; до 1.0 А/дм-2 в среднем приводит к росту зерна от 10 до 40-80 мкм. При этом уменьшение концентрации золота в электролите изменяет структуру зерна – оно приобретает кубическую форму, а увеличение концентрации золота – приводит к тому, что структура зерна приобретает чешуйчатую форму.

Обращает на себя внимание тот факт, что наиболее мелкое зерно золотого покрытия независимо от его формы сохраняет линейные размеры около 10 мкм. Однако, различная форма зерна, легко изменяющаяся в зависимости от условий осаждения, свидетельствует о различной плотности, а следовательно, и твердости покрытия.

Исследование элементного состава различных покрытий методом энергомасспектро-метрии (методика РЭМ) показало высокую чистоту золота в зерне и наличие в ряде случаев до 5 ат. % углерода и 2 ат. % азота по границам зерна. При этом, больше всего примесей уг-лерода и азота по границам зерен оказалось в образце, полученном в электролитической ван-не с повышенной концентрацией дицианоаурата – 41,5 г/л в ванне и с плотностью тока 0,5 А/дм-2 (рис. 2б), при этом покрытие сопровождалось формированием поверхности в виде блоков зерен (макроскопических кристаллитов с размерами до 50 мкм).

Экспериментальные исследования робочих поверхностей коллекторных колец токо-съемника с нанесенням золотым покрытием и щеток проводились методом АСМ на приборе модели "NT-206" с использованием в качестве измерительного инструмента кремниевого зонда CSC-12. Измерения выполнялись в контактном (статическом) режиме при нагрузке на зонд 8 нН. При этом исследовали участки поверхности колектора и щеток - 13х13 мкм после нанесения покрытия и после их эксплуатации на протяжении 250 часов при моменте трения на коллекторе 0,7 гсм.

Для визуализации исследуемого участка атомно-силовой микроскоп оснащен системой телевизуализации на основе длиннофокусирующего микроскопа Logitech, позволяющей про-водить предварительное изучение и выбор участка сканирования с увеличением х150-х200. Проведенные исследования пятна контакта щеток с коллекторными кольцами токосъемника, показали, что участки поверхности токосъемника, которые не находились в силовом взаимо-


149

действии имеют значительно более развитую поверхность с микронеровностями порядка Ra 38…180 нм (для щеток) и Ra 49…55 нм (для коллекторных колец), тогда как макронеровно-сти поверхности данных участков не превышают 60 мкм и 200 нм, соответственно. При этом, на поверхностях полностью отсутствуют места выработки, разрушения покрытия и микро-трещин, а приведенные значения микрогеометрии участков поверхности – полностью соот-ветствуют размерам и структуре образовавшихся в процессе осаждения золота кристаллитов.

Микронеровности участков поверхностей токосъемника, которые находились в силовом взаимодействии при их контактировании на протяжении 250 часов при моменте трения на коллекторе усилии 0,7 гсм, при переходном сопротивлении на кольце коллектора 0,5 ом по-казали, что шероховатость щеток составила Ra 3…12 нм, а коллекторных колец Ra 9…27 нм, тогда как макрогеометрия поверхности данных участков составляла порядка 160…200 мкм и 240…450 нм, соответственно.

Выводы. Проведенные исследования структуры золотого покрытия на коллекторных кольцах и щетках токосъемника позволили выбрать оптимальный состав электролита и режи-мов формирования покрытия. Нанесение покрытия из золота на рабочие поверхности токо-съемника позволило уменьшить переходное сопротивление, коэффициент трения рабочих поверхностей, а также обеспечить минимальный момент трения токосъемников, что значи-тельно повысило их надежность. УДК669.714 Е.В. Аболихина1инж., С.М. Чернега2 д.т.н., проф 1ГП «Антонов», Киев, Украина, [email protected] , 2 НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна, [email protected]

ОСОБЕННОСТИ ВОЗНИКНОВЕНИЯ КОРРОЗИОННЫХ ПОВРЕЖДЕНИЙ НА ЭЛЕМЕНТАХ КОНСТРУКЦИИ САМОЛЕТОВ Ан-, ИЗГОТОВЛЕННЫХ ИЗ

АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ

В работе проанализирован опыт эксплуатации самолетов Ан с точки зрения влияния

коррозионных повреждений на ресурсные характеристики силовой конструкции планера из алюминиевых сплавов за период 20 - 40 лет. На основании статистической обработки дан-ных технических осмотров самолетов Ан-24 и Ан-26 за период 1975 – 2010 г.г., выполнен анализ коррозионного состояния элементов конструкции самолетов, эксплуатация которых проходила с различной интенсивностью в различных климатических зонах. Установлены причины появления коррозии. На основании металлографических и фрактографических ис-следований определены виды коррозии, разработаны способы ее устранения и спрогнозиро-вано возможное влияние повреждений на прочность планера.

За длительный период эксплуатации на элементах конструкции из алюминиевых спла-вов выявлены следующие основные виды коррозии: питтинговая, расслаивающая, межкри-сталлитная, щелевая, контактная и коррозионное растрескивание. Установлено, что наиболее характерными, часто встречающимися видами коррозии являются питтинговая и расслаива-ющая коррозия. При своевременном обнаружении очагов продукты коррозии удаляются за-чисткой, а выборки повреждений не снижают статическую прочность ниже требуемого уровня. Не отмечено случаев появления усталостных трещин, обусловленных питтинговой или расслаивающей коррозией.

Наиболее опасным видом коррозионного поражения с точки зрения влияния на без-опасность эксплуатации, требующим, как правило, трудоемкого ремонта или замены дета-лей, является коррозионное растрескивание (КР) материала, когда образовавшиеся коррози-


150

онные трещины в дальнейшем могут развиваться по усталостному либо по смешанному ме-ханизму.

Разработанные ВИАМ и рекомендованные к применению сплавы В93Т1 и 01420Т1 с более высокой статической прочностью, чем сплав Д16Т, в процессе эксплуатации показали низкую коррозионную стойкость и высокую чувствительность к любым напряжениям растя-жения. Сплав В93Т1 обладает также низкими ресурсными характеристиками и низкой вязко-стью разрушения, поэтому на ГП "Антонов" отказались от дальнейшего применения этого сплава в режиме термообработки Т1. В сплаве 01420Т1 дефекты структуры в виде увеличен-ной толщины крупнокристаллического ободка и выделений частиц Ø1 μm, предположитель-но, представляющих собой фазу S(MgLiAl2) на границах зерен крупнокристаллического ободка, отрицательно сказались на коррозионных свойствах этого материала. Применение сплава 01420 также является проблемой обеспечения ресурса и срока службы фюзеляжей са-молетов, т.к. даже выполнение ремонта не снимает проблему появления новых трещин по концу накладки. На ГП "Антонов" отказались от дальнейшего применения данного сплава на новых изделиях.

УДК 621.7; 621.9 В.Ф. Лабунець1, к.т.н., проф., Є.В. Корбут2, к.т.н., доц., О.В. Мельник1, асп. 1 - Національний авіаційний університет, м. Київ, Україна 2 - НТУУ “Київський політехнічний інститут”, м. Київ, Україна

МЕХАНІЗМ ПРОЦЕСУ ЗНОШУВАННЯ РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ З

ПОКРИТТЯМ ПРИ ОБРОБЦІ ТИТАНОВИХ СПЛАВІВ

Сучасне машинобудування у все більших об’ємах використовує нові високоміцні мате-ріали, у результаті чого виникає потреба пошуку нових методів їх обробки та більш стійкого інструменту. Особливо це стосується сплавів на основі титану, які є вельми перспективними конструкційними матеріалами.

У порівнянні з іншими конструкційними матеріалами титанові сплави володіють міц-ним поєднанням високих механічних властивостей, корозійної стійкості і малої питомої ваги. Однак титан і його сплави володіють суттєвим недоліком-погана обробляємість різанням. Особливо це відноситься до високоміцних титанових сплавів ВТ22 і ВТ23. Удосконалення процесів обробки різанням титанових сплавів, як важливий чинник підвищення продуктив-ності праці і зниження собівартості виробів, передбачає дослідження процесів тертя і зношу-вання, що розвиваються на робочих поверхнях різця і титанового сплаву, який обробляється.

Процес взаємодії між інструментом і деталью, що обробляється, суттєво відрізняється від процеса тертьових поверхонь деталей машин і механізмів. Це обумовлено високими кон-тактними точками, великих питомих сил тертя і деформації, а також високих контактних те-мператур. Тому процес формоутворення методом тиску і різання представляє самостійну ча-стину трибології. Тому важливо встановити механізм процесу зношування на контактних поверхнях різального інструменту, виявити причини їх руйнування, що дає можливість намі-тити шляхи підвищення працездатності різального інструменту.

Установлено, що при обробці титанових сплавів на робочих поверхнях різального ін-струменту розвиваються наступні види зношування: адгезійний, втомний, абразивний і схоп-лення. У зв’язку з високими температурами, що розвиваються у місці контакту інструменту і стружки, а також низькою теплопровідністю титанових сплавів відбувається приварювання і налипання титанових сплавів на ріжучу крайку інструменту. Паралельно розвиваються про-цеси пластичного деформування титанового сплаву і його поверхневого зміцнення, що обу-мовлює зниження стійкості інструменту. Тому для забезпечення працездатності різального інструменту необхідно розробляти методи його поверхневого зміцнення.


151

УДК 621.791.754 Д.П. Ильященко инж., Д.А. Чинахов, к.т.н., доц. Юргинский технологический институт (филиал) Томского политехнического университета

ТЕПЛОВИЗИОННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ НА

ПОВЕРХНОСТИ СВАРИВАЕМОГО ИЗДЕЛИЯ ПРИ РУЧНОЙ ДУГОВОЙ СВАРКЕ ПОКРЫТЫМИ ЭЛЕКТРОДАМИ

Большинство сварочных процессов предусматривает нагрев соединяемых деталей с

помощью различных источников теплоты. В этом случае, качество сварного соединения во многом определяется условиями нагрева и охлаждения. Характер протекания тепловых про-цессов определяет производительность плавления основного металла и присадочного мате-риала, направление и полноту протекания металлургических процессов в сварочной ванне, условия формирования структуры металла шва и зоны термического влияния, а также экс-плуатационные свойства сварных соединений.

Управление термическим циклом в соединяемом материале является одной из основ-ных задач сварочного производства при изготовлении ответственных конструкций.

Однако все перечисленные методы оценки распределения тепловой энергии в изделии имеют свои недостатки, связанные с локальным и контактным (за исключением пирометров) характером измерений. Наиболее полную и точную картину температурных полей можно получить с использованием современной тепловизиционной аппаратуры.

Для регистрации температурных полей в изделиях при сварке плавлением были прове-дены исследования по методике, описанной в работе [1]. Осуществляли наплавку валика ручной дуговой сваркой (РДС) покрытыми электродами марки LB 52U на пластину 100х150 мм толщиной 6 мм из стали 09Г2С. Использовали наиболее применяемый источник питания ВД-306 и инверторный источник питания нового поколения Nebula-315. Регистрацию темпе-ратурных полей (рис. 1) осуществляли с помощью тепловизора ThermaCAM P65HS фирмы FLIR (США). Съемку проводили на протяжении времени сварки одного прохода с частотой смены термоизображения 5 Гц. Адекватность полученных температурных полей контроли-ровали с помощью инфракрасного пирометра С-500.

Рис. 1 Тепловизионная термограмма, иллюстрирующая распределение температуры в зоне сварного шва

После обработки исходных термограмм в приложениях ThermaCAM Researcher и мате-

матическом пакете MATLAB в виде набора m-файлов получили изображения изотерм на по-верхности пластины (рисунок 2).


152

Анализ экспериментальных результатов показал, что существенное влияние на распре-деление температуры по поверхности свариваемого изделия при РДС оказывает тип источ-ника питания для сварки.

Путем анализа полученных термограмм (рисунок 2) установлено, что инвертор обеспе-чивает более вытянутые по длине и меньшие по ширине линии температурных полей по сравнению с диодным выпрямителем.

Рис. 2 Температурные поля после обработки (сварочный ток 100А, напряжение 25В, ско-

рость сварки 13…14 см/мин): а – инвертор; б – диодный выпрямитель

Вывод:

Тепловизионое исследование тепловых полей позволяет оценить зону термического влияния в режиме реального времени и спрогнозировать прочностные свойства и химиче-ский состав сварного соединения, а также механические свойства сварного соединения. Литература 1. Чинахов Д.А., Давыдов А.А., Нестерук Д.А. «Методика обработки температурных полей при

сварке плавлением» сборник трудов Международной научной конференции, посвященной 100-летию со дня рождения профессора А.А. Воробьева «Становление и развитие научных иссле-дований в высшей школе»: – Том 2/ Томский политехнический университет. – Томск: Изд-во Томского политехнического университета, 2009. – 462с.

ПРОГРЕСИВНА xІІІ МІЖНАРОДНА ТЕХНІКА ТА...

Documents