УДК 62(06)

ББК 30у

М75

Редакционная коллегия

В.В. Хворенков, доктор технических наук, профессор; Ю.В. Турыгин, доктор технических наук, профессор; А.М. Липанов, академик, директор института механики УрО РАН; Ю.А. Шихов, доктор педагогических наук, профессор; А.В. Щенятский, доктор технических наук, профессор; Р.А. Галиахметов, доктор экономических наук, профессор; М.М. Горохов, доктор физико-математических наук, профессор; Г.Е. Калинкина, доктор экономических наук, профессор; В.Н. Диденко, доктор технических наук, профессор; А.В. Алиев, доктор физикоматематических наук, профессор; Ю.О. Михайлов, доктор технических наук, профессор; В.И. Гольдфарб, доктор технических наук, профессор; В.А. Умняшкин, доктор технических наук, профессор; Н.М. Филькин, доктор технических наук, профессор; В.В. Муравьев, доктор технических наук, профессор; В.А. Алексеев, доктор технических наук, профессор; И.З. Климов, доктор технических наук, профессор; П.А. Ушаков, доктор технических наук, профессор; В.С. Клековкин, доктор технических наук, профессор; В.А. Куликов, доктор технических наук, профессор; Лялин В.Е. – доктор технических наук, доктор экономических наук, доктор геолого-минералогических наук, профессор; Г.Н. Первушин, доктор технических наук, профессор; Б.В. Севастьянов, доктор технических наук, профессор; М.М. Черных, доктор технических наук, профессор; Ревенко Н.Ф. – доктор экономических наук, профессор

Ответственные за выпуск

Ю.В. Турыгин, доктор технических наук, профессор; А.П. Тюрин, доктор технических наук, профессор.

Молодые ученые – ускорению научно-технического прогресса в XXI веке [Электронный ресурс] : электронное научное издание : сборник трудов II Всероссийской научно-технической конференции аспирантов, магистрантов и молодых ученых с международным участием, Ижевск, 23-25 апреля 2013 года / Министерство образования и науки Удмуртской Республики, Федеральное гос. бюджетное образовательное учреждение высш. проф. образования «Ижевский государственный технический университет имени М.Т. Калашникова». – Электрон. дан. (1 файл : 39,3 Мб.). – Ижевск, 2013. – 1415 c. – 1 электрон. опт.

диск (CD-ROM). – Систем. требования: Acrobat reader 6.0 и выше – ISBN 978-5- 7526-0603-8.

Сборник составлен из работ аспирантов, магистрантов, молодых ученых и студентов ИжГТУ и вузов-партнеров, отражающих результаты исследования в области приоритетных направлений развития науки и техники. Работы молодых ученых представлены в 12-ти тематических разделах.

УДК 621(045)

Раздел 1. МЕХАНИКА, МАШИНОСТРОЕНИЕ, МЕТАЛЛУРГИЯ

3

4

5

6

А. В. Абашева, магистрант В. В. Бесогонов, кандидат технических наук, доцент

Ижевский государственный технический университет имени М. Т. Калашникова

Исследование топологии поверхности керамики методом атомно-силовой полуконтактной микроскопии

Сканирующая зондовая микроскопия (СЗМ) ‒ один из мощных современных методов исследования морфологии и локальных свойств поверхности твердого тела с высоким пространственным разрешением. За последние годы метод превратился из экзотического, доступного лишь ограниченному числу исследовательских групп, в широко распространенный и успешно применяемый инструмент для исследования свойств поверхности. В настоящее время практически ни одно исследование в области физики поверхности и тонкопленочных технологий не обходится без применения методов зондовой микроскопии.

Пространственное разрешение атомно-силового микроскопа зависит от размера кантилевера и кривизны его острия. Разрешение достигает атомарного уровня по горизонтали и существенно превышает его по вертикали. Когда игла находится на достаточно большом расстоянии от образца, зонд слабо притягивается к образцу. С уменьшением расстояния это притяжение усиливается до тех пор, пока электронные облака иглы и атомов поверхности не начнут испытывать электростатическое отталкивание. Сила притяжения и отталкивания уравновешиваются на расстоянии порядка длины химической связи (несколько десятых нм), при меньших расстояниях доминирует отталкивание [2].

«Склеивая» потенциалы сил, действующих на различных расстояниях между образцом и кантилевером, можно получить кривую вида рис. 1, позволяющую классифицировать режимы работы атомно-силового микроскопа [2].

Рис.1. Потенциал взаимодействия зонда с образцом [2].

7

Зондирование поверхности в атомно-силовом микроскопе производилось с помощью специальных зондовых датчиков «Golden»Silicon cantilevers NSG 10, представляющих собой упругую консоль (L = 100мкм, W = 35 мкм, рис. 2) – кантилевер (cantilever) с острым зондом на конце (рис. 3). Датчик изготавлен методом фотолитографии и травления из кремниевых пластин фирмой NT-MDT (город Зеленоград, Россия).

Расчетную модель кантилевера можно представить следующим образом. Один конец консольной балки жестко закреплен на кремниевом основании ‒ держателе. На другом конце консоли располагается зонд в виде острой иглы с радиусом закругления ~50 нм в зависимости от типа зондов и технологии их изготовления. Угол при вершине зонда ‒ 22º, толщина консоли 1 мкм. Силу взаимодействия зонда с поверхностью F можно оценить из соотношения:

F = k∙ΔZ,

где k – жесткость кантилевера; ∆Z – величина, характеризующая его изгиб. Коэффициент жесткости кантилевера k в диапазоне 5,5‒22,5 Н/м в закупленной партии.

В данной работе были исследованы образцы ситалла СТ-50-1. Важнейшим параметром стеклокерамики, определяющим качество изделий, является состояние поверхности. Улучшение характеристик поверхности керамических оснований необходимо для общего повышения качества конечных изделий и перехода к фотолитографическим процессам с меньшими топологическими размерами.

При исследовании топологии поверхности были использованы два режима работы АСМ: контактный (contact mode) и полуконтактный режим

(tapping mode).

При контактном режиме расстояние от иглы до образца составляет порядка нескольких десятых нанометра. Таким образом, игла АСМ находит-

8

ся в мягком физическом контакте с образцом и подвержена действию сил отталкивания. В этом случае взаимодействие между иглой и образцом заставляет кантилевер изгибаться вверх (ΔZ откладывается от положения равновесия балки вверх, в отличие от случая, показанного на рис.3), повторяя топографию поверхности.

При полуконтактном режиме игла кантилевера в нижней точке каждого колебания, то есть колеблющееся острие слегка «стучит» по поверхности образца.

Сравнение результатов сканирования поверхности ситалла в вышеуказанных режимах АСМ показали, что полуконтактый режим дает более четкую картину топологии поверхности ситалла СТ-50-1, чем контактный. Поэтому все нижеприведенные данные относятся к режиму полуконтактной АСМ.

Процесс перемещения зонда над поверхностью в сканирующем зондовом микроскопе имеет сходство с движением электронного луча по экрану в электроннолучевой трубке телевизора. Зонд движется вдоль линии (строки) сначала в прямом, а потом в обратном направлении (строчная развертка), затем переходит на следующую строку (кадровая развертка). Движение зонда осуществляется с помощью сканера небольшими шагами под действием пилообразных напряжений, формируемых цифроаналоговыми преобразователями. Регистрация информации о рельефе поверхности производится на прямом проходе.

Информация, полученная с помощью сканирующего зондового микроскопа, хранится в виде СЗМ кадра ‒ двумерного массива целых чисел аij

(матрицы). Физический смысл данных чисел определяется той величиной, которая оцифровывалась в процессе сканирования. Каждому значению пары индексов ij соответствует определенная точка поверхности в пределах поля сканирования. Координаты точек поверхности вычисляются с помощью простого умножения соответствующего индекса на величину расстояния между точками, в которых производилась запись информации:

хi х0 i . у j у0 j

Здесь х0 и у0 – расстояния между соседними точками вдоль оси X и Y,

в которых производилась запись информации. Визуализация СЗМ кадров производится средствами компьютерной графики, в основном, в виде трехмерных (3D) и двумерных яркостных(2D) изображений с помощью программы Nova 1.0.26.1474.

В режиме полуконтактной АСМ микроскопии на атомно-силовом микроскопе SOLVER P47-PRO были исследованы ситалловые подложки СТ-50-1, обработанные лазерным излучением. Аморфизация поверхности ситалла осуществлялась на лазере Trotec Speedy 100.

Ниже представлены сканы подложки, обработанной на СО2 ‒ лазерной установке Speedy 100 при уголе падения луча на поверхность 25°.

9

Рис. 4. Скан поверхности ситалловой подложки СТ-50-1 размером 50×50 мкм: а) ‒ 3D формат; б) ‒ 2D формат; в) – профилограмма

Места на поверхности, в которых приведены профилограммы 4-в и 5-в указаны на рис. 4-б и 5-б горизонтальными светлыми линиями. Сравнение профилограмм показывает, что перепад высот рельефа поверхности на образце размером 50×50 мкм не заметен. При рассмотрении образца с большим разрешением (размер рассматриваемой области 3×3 мкм) видны перепады порядка 5 нм, что, в свою очередь, не несет в себе какой-либо практической значимости.

Сканирующий зондовый микроскоп позволяет выполнять работы, требующие определения характеристик материалов на атомно-молекулярном уровне и проводить их анализ.

Список литературы

1.Миронов, В.Л. Основы сканирующей зондовой микроскопии / В.Л. Миронов . - Нижний Новгород : Техносфера, 2004. – 110 с.

2.Основы СЗМ: // НТ-МДТ. [Зеленоград, 2012]. URL: http://www.ntmdt.ru/spm-basics/view/probe-sample-interaction-potential (дата обра-

щения 07.02.2013).

10

А. Н. Аникеев, аспирант

И. В. Чуманов, доктор технических наук, профессор Южно-Уральский государственный университет, г. Челябинск

Влияние концентрации дисперсных частиц WC на предел прочности центробежно-литых заготовок

Исследование влияния дисперсных частиц тугоплавких карбидов на механические свойства металлов является актуальным в области металлургии и машиностроения. Известно, что такие частицы, введенные в

металл, существенно повышают его физико-механические свойства [1]. Как правило, введение частиц в жидкий металл связано с трудностью их распределения по объему получаемого материала (вследствие разности плотностей), что приводит к непрогнозируемому изменению концентрации в различных объемах получаемого металла. Произвольное распределение частиц приводит к непрогнозируемому изменению свойств металла в различных объемах.

Для обеспечения возможности управлять распределением частиц был разработан способ введения частиц при разливке на машине центробежного литья [2] и проведена серия экспериментов по получению упрочненных заготовок [3, 4].

В результате проведения серии экспериментов были получены 8 цен- тробежно-литых заготовок с различным содержанием карбидов вольфрама (табл. 1).

Таблица 1. Количество упрочняющей частицы введенной в формируемые

заготовки

Из полученного материала были вырезаны образцы для исследования концентрации частиц в различных сечениях полученных заготовок, а также

Физико-механических свойств, в частности, предела прочности. Образцы вырезались с внешней и внутренней поверхности заготовки, а также из центра. Исследование распределения проводила на электронном микроскопе «JEOL» JSM –6460 LV.

Исследование показало, что распределение по сечению полученных заготовок не равномерно: повышенное содержание введенных частиц наблюдается на внешней поверхности полученных заготовок, которое уменьшается в направлении от внешней поверхности к внутренней. Результаты исследования распределения карбидов вольфрама по сечениям

11

полученных заготовок представлены в табл. 2.

Таблица 2. Плотность распределения частиц карбида вольфрама по сечению

полученных заготовок

Для исследования предела прочности использовалась разрывная машина типа УТС 110М–5. На основании полученных данных была построена диаграмма, отражающая предел прочности полученных заготовок в различных сечениях (рис. 1).

Исследование показало, что введение дисперсных частиц карбидов существенно повлияло на предел прочности полученного металла: в различных сечениях полученных заготовок предел прочности различен. В результате анализа полученных данных, выявлено, что даже в заготовках, не имеющих в своем составе дисперсных частиц карбидов, предел прочности по сечению различен. Так, для образцов с внешних поверхностей заготовок 1 и 5 характерно увеличение исследуемого параметра по сравнению с образцами вырезанных из середины и внутренней поверхности тех же заготовок. Это объясняется более мелкой кристаллической структурой, полученной вследствие быстрой кристаллизации в начальные моменты разливки.

Рис. 1. Диаграмма предела прочности полученного материала: темный – внешняя сторона; серый – середина;

белый – внутренняя сторона заготовок.

12

Таким образом, экспериментально доказано, что дисперсные частицы карбидов вольфрама, введенные в кристаллизующийся расплав при разливке на машине центробежного литья, существенно повышают предел прочности получаемого металла.

Работа выполнена в рамках государственного задания Министерства образования, шифр 7.2938.2011, а также поддержана РФФИ, проект №

12-08-00896.

Список литературы

1.Гольдшмидт, Х.Д. Сплавы внедрения / Х.Д. Гольдшмидт. – М.: Мир, 1971. –

464 с.

2.Патент РФ 2381087 МПК В 22 D 13/02 Способ формирования трубной заготовки / В.И. Чуманов, И.В. Чуманов, Д.А. Пятыгин, Р.Р. Гарифулин, О.Ю. Вершинина, А.Н. Аникеев. – №2008128677/02; заявл. 14.07.2008.; опубл. 10.02.2010.– 5 с.

3.Чуманов, И.В. Упрочнение металлических материалов дисперсными тугоплавкими частицами / И.В. Чуманов, В.И. Чуманов, А.Н. Аникеев // Проблемы черной металлургии и материаловедения. - 2010. - №1. – С. 24-28.

4.Чуманов, И.В. Получение дисперсно–упрочненных полых заготовок для роторных диспергаторов / И.В. Чуманов, В.И. Чуманов, А.Н. Аникеев // Металлург. - 2011. - №6. – С.69–72.

В. В. Байков, магистрант; А. В. Матвеев, магистрант В. Ф. Даненко, кандидат технических наук, доцент

Волгоградский государственный технический университет

Устройство для механического удаления окалины с поверхности катаной стальной заготовки

Удаление окалины с поверхности заготовки является актуальным в области обработки металлов давлением, в частности перед волочением. Изза дороговизны и вредности химического метода наиболее перспективным считается механическое удаление окалины. Применение механического удаления окалины позволяет получить большую экономию в результате сокращения расхода дорогостоящих кислот и металла, снижения эксплуатационных расходов и высвобождения рабочей силы. Кроме того, оно позволяет оздоровить водный и воздушный бассейны и уменьшить производственную площадь для оборудования.

Известна схема приспособления для механического удаления окалины, состоящая из калибрующей волоки, вращающегося патрона с резцами для нанесения на поверхность заготовки спиральной нарезки и волоки для строжки (скальпирования) заготовки [1]. Реализация этой схемы возможна с помощью устройства для зачистки поверхности длинномерных изделий [2].

13

Конструкция устройства обеспечивает зачистку поверхности режущими дисками, установленными на витках пружины, при их вращении вокруг заготовки (рис. 1). Стрелкой показано направление движения стальной заготовки. Устройство для зачистки поверхности содержит рабочий стол, на котором установлена волока для скальпирования 1 и пружина сжатия 2, в полости которой со стороны переднего конца с натягом установлена входная направляющая втулка 3 с передним хвостовиком 4, а со стороны заднего конца - выходная направляющая втулка 5 с задним хвостовиком 6. На передних рабочих витках пружины 2 со стороны входной втулки 3 направляющие ролики 7 и далее зачистные элементы в виде режущих твердосплавных дисков 8, установленных с возможностью вращения вокруг своей оси, между которыми располагаются разделительные элементы в виде стружколомающих шайб 9 (рис. 2).

Рис. 1. Устройство для зачистки поверхности длинномерных изделий

Рис 2. Разрез А-А

14

На конце переднего хвостовика 4 установлен ременной шкив, получающий вращение от двигателя (не показаны). Направляющие втулки 3 и 5 и волока для скальпирования 1 установлены соосно. Посадочные отверстия режущих дисков 8 выполнены воронкообразными с наименьшим диаметром, равным диаметру витка пружины 2, при этом образующая стенки воронки выполнена выпуклой по дуге с радиусом, равным внутреннему радиусу витка пружины (рис. 2).

Конструкция устройства обеспечивает разделение процесса зачистки поверхности на два этапа: а) грубая зачистка поверхности режущими дисками, установленными на витках пружины, при их вращении вокруг заготовки; б) тонкая зачистка поверхности, при протягивании заготовки через волоку для скальпирования. Это позволяет уменьшить глубину резания режущими дисками, что снижает силы резания и повышает долговечность режущего инструмента, и повысить качество обрабатываемой поверхности. Волоки для скальпирования могут изготавливаться из изношенных твердосплавных волок. Для этого стачивают выходную зону волоки до создания режущей кромки, а затем шлифуют калибрующую зону на заданный размер.

Устройство было опробовано при удалении окалины и обезуглероженного слоя с бунтовой катанки диаметром 6,5 мм из углеродистой стали 35. На витки входной части пружины устанавливались направляющие ролики с образованием внутренней полости диаметром D=6,5 мм, затем режущие диски с образованием внутренней полости диаметром d=6,2 мм. Диаметр волоки для скальпирования составлял 6,0 мм. После сборки ротора, закрепления пружины на направляющие втулки и проталкивания подготовленного конца заготовки через отверстия этих втулок и волоки для скальпирования осуществлялось включение привода вращения ротора с частотой до 3000 об/мин и протягивание проволоки через устройство со скоростью 40 м/мин. В процессе эксплуатации рабочая часть пружины и волока для скальпирования обильно поливались СОЖ.

На этапе грубой зачистки происходило уменьшение сечения с 6,5 до 6,2 мм. При этом осуществлялось удаление основного дефектного слоя и образование спиральной канавки. На этапе тонкой зачистки происходило уменьшение сечения с 6,2 до 6,0 мм. При этом осуществлялась калибрование профиля с целью придания точных размеров. Спиральная канавка на поверхности заготовки способствовала образованию сыпучей стружки, а также облегчала условия работы волоки для скальпирования.

Целью дальнейших исследований является обеспечение возможности радиальной настройки режущих дисков по мере их износа в процессе эксплуатации.

15

Список литературы

1.Хаяк, Г.С. Инструмент для волочения проволоки / Г.С. Хаяк. – М.: Металлургия, 1974. – 128 с.

2.Патент на полезную модель № 123693, Российская Федерация, МПК В08В 1/00. Устройство для зачистки поверхности длинномерных изделий / В. Ф. Даненко, А. В. Скрипников, В. А. Павлов, Н. В. Бурыкина, С. В. Чечин, В. В. Байков ; заявитель и патентообладатель ФГБОУ ВПО «Волгоградский государственный технический университет». - №2012120942/05; заяв. 22.05.12; опубл. 10.01.13, Бюл. № 1.

И. А. Башкиров, магистрант

А. Н. Терентьев, кандидат технических наук, доцент Ижевский государственный технический университет

имени М. Т. Калашникова

Исследование характеристик газораспределительного механизма ДВС

Исследование характеристик газораспределительного механизма актуально в области автомобилестроения. Исследование основывается на поиске оптимального альтернативного механизма газораспределения, который улучшит показатели двигателя. Существует методика для расчета рабочего процесса двигателя внутреннего сгорания, которая учитывает особенности механизма газораспределения, а именно это высота подъема клапана и фазы открытия и закрытия клапанов механизма.

В поршневом двигателе внутреннего сгорания (ДВС) все рабочие процессы превращения химической энергии сжигаемого топлива в механическую работу коленчатого вала происходят внутри двигателя за счет воз- вратно-поступательного движения поршней в цилиндрах [1].

Газораспределительный механизм (ГРМ) является основным устройством, обеспечивающим работу поршневого ДВС.

Не секрет, что для оптимальной работы двигателя нужно управлять фазами газораспределения в зависимости от частоты вращения, положения и нагрузки коленчатого вала. Традиционный кулачковый распределительный вал не позволяет решить эту задачу.

Незначительные изменения соотношения фаз газораспределения можно создавать с помощью механических, электромеханических, гидравлических, пневматических приводов клапанов. Но наиболее перспективным считается электромагнитный привод, управляемый электроникой. С его помощью можно добиться оптимизации работы двигателя и расширить его функциональные возможности. Например, изменяя порядок работы клапанов можно добиться равномерной работы при переменных нагрузках, сокращения расхода топлива на максимальных оборотах при задан-

16

ной мощности.

Электромагнитный привод клапанов представляет собой подпружиненный клапан, помещенный между двумя электромагнитами, которые удерживают его в крайних положениях: закрытом или полностью открытом. Специальный датчик выдает блоку управления информацию о текущем положении клапана. Это необходимо для того, чтобы снизить до минимальной его скорость в момент посадки в седло.

Якорь электромагнита состоит из двух пружин для открытия и закрытия клапана. Когда электрический ток еще не подведен к электромагнитам, клапан находится в среднем положении, при этом он полуоткрыт, что позволяет легко раскручивать коленчатый вал во время пуска двигателя. При достижении необходимой частоты вращения блок управления подает сигнал и в верхний электромагнит открытия подается электрический ток, клапан закрывается. Одновременно осуществляется впрыск топлива.

При открывании клапана прерывается подача напряжения в верхний электромагнит. Энергия, накопленная в верхней пружине, движет клапан вниз до тех пор, пока накопленная энергия полностью не израсходуется. Для дальнейшего перемещения клапана вниз напряжение подается в нижний электромагнит и якорь, втягиваясь под действием магнитного поля, открывает клапан. При этом, учитывая потери энергии пружины в конце ее движения, в нижний электромагнит кратковременно подается ток повышенной силы, до тех пор, пока клапан полностью не откроется.

Информация для блока управления поступает от датчика оборотов коленчатого вала. Для каждого клапана компьютер определяет начало его открытия и закрытия, а значит и ход, в зависимости от положения коленчатого вала.

Расчеты работы ДВС с электромагнитным приводом клапанов проводятся по методике теплового расчета на основе безразмерных дифференциальных уравнений [2]. Подобная система пригодна одновременно для расчета и анализа рабочих процессов в ДВС, так как уравнения включают взаимозаменяемые слагаемые, что позволяет получить соотношение, связывающее непосредственно давление и объем, то есть описывающие индикаторную диаграмму.

Так же говоря о фазах газораспределения имеют ввиду и ход клапана, для оптимальной работы двигателя необходимо мгновенное открытие и такое же мгновенное закрытие клапанов в нужный момент. Отобразим такой ход клапана на рис. 1а.

Но в силу того что мгновенное срабатывание невозможно, в особенности с механическим приводом клапанов от распределительного вала, который перемещает клапан как показано на рис. 1б, близким к быстрому срабатыванию является электромагнитный привод клапанов (рис. 1в).

17

Рис.1. Графики перемещения клапана

Расчет толкателя начинают с построения диаграммы ускорений клапана. По выбранному закону изменения ускорений определяют законы изменения скорости перемещения клапана. Для получения этих законов используют графоаналитические методы, методы графического интегрирования и дифференцирования.

Для проектирования «виртуального» безударного кулачка изначально задаем фазы газораспределения пр , зп , p0 , максимальную высоту

подъема клапана hкл max и толкателя hт max . Определяем закон изменения

ускорения толкателя, при котором положительные ускорения не превышают 1500-3500 м/с2, а отрицательные не превышают 500‒1500 м/с2 [3].

Графики ускорения «виртуального» безударного кулачка клапана должны, по возможности, иметь плавно изменяющийся профиль, как на рис. 2.

Рис. 2. График ускорения клапана

График ускорения «виртуального» безударного кулачка состоит из трех участков: 1) положительных ускорений Ф1, 2) первого участка отрицательных ускорений Ф2, 3) второго участка отрицательных ускорений Ф3.

В первом приближении угловая протяженность Ф1, Ф2, Ф3 различных участков ускорения толкателя, в случае с электромагнитным приводом

18

клапанов, будет определяться графическим методом, путем наложения графика перемещения поршня и графика перемещения клапана.

Рис. 3. Графическое построение графика перемещения клапана

Максимальная высота подъема клапана определяется конструктивными размерами электромагнита и механических элементов ГРМ в составе конкретного ДВС.

Длительность B находим путем проведения касательной линии к графику перемещения поршня на середине участка OA, где точка A определяется точкой пересечения хода клапана с ходом поршня, тогда:

В Ф1 Ф2 Ф3

И согласно [3]:

После выбора угловой протяженности расчеты кинематики толкателя проводятся по методике, описанной в литературе [3].

В результате проведенных расчетов получены следующие характеристики двигателя с механическим и электромагнитным приводом клапанов.

Таблица. Сравнение полученных выходных характеристик

19

Рассмотренную методику предлагается применять для расчетов ДВС с электромагнитным приводом клапанов. Исходя из расчетных данных электромагнитный привод клапанов позволяет повысить мощность двигателя до5% и снизить удельный расход топлива до 10 %.

Список литературы

1.Соснин, Д.А. Новейшие автомобильные электронные системы / Д.А. Соснин, В.Ф. Яковлев . - М : СОЛОН-Пресс, 2005. – 240 с.

2.Тойменцев, А.С. Исследование изменения фаз газораспределения и высоты подъема клапана: дис. маг. техники и технологии.: защищена 23.06.09. Ижевск:

ИжГТУ, 2009.

3.Колчин, А.И. Расчет автомобильных и тракторных двигателей / А.И. Колчин, В.П. Демидов. - М : Высшая школа, 2002. – 495 с.

Д. С. Белинин, аспирант; Ю. Д. Щицын, доктор технических наук, профессор П. С. Кучев, аспирант; С. Д. Неулыбин, магистрант

Пермский национальный исследовательский политехнический университет

Упрочнение рабочих поверхностей изделий методом плазменной поверхностной закалки на токе обратной полярности

Низкотемпературная плазма относится к концентрированным источникам энергии и находит все большее применение для поверхностного упрочнения деталей машин и инструмента из различных сплавов. При закалке концентрированными источниками энергии в силу высоких скоростей нагрева и охлаждения удается получить такую структуру и свойства поверхностного слоя, которые недостижимы при традиционных способах термической обработки.

Сущность плазменной закалки заключается в высокоскоростном локальном нагреве участка поверхности до высоких температур и последующим охлаждением со сверхкритической скоростью за счет теплоотвода во внутренние слои материала изделия. При этом формируется структура с высокими эксплуатационными характеристиками.

Основные преимущества плазменной закалки:

‒локальность нагрева, упрочняется только поверхностный слой, а сердцевина остается вязкой, что обусловливает повышенное сопротивление износу и усталости;

‒высокая твердость и износостойкость упрочняемой поверхности;

‒отсутствие или минимальные деформации упрочняемых деталей, что позволяет снизить трудоемкость механической обработки и затраты на изготовление деталей;

20

‒при закалке без оплавления поверхности не требуется последующая механическая обработка (шлифовка), т.е. плазменную закалку можно использовать как финишную операцию;

‒отсутствие необходимости применения охлаждающих среды и приспособления.

‒возможность замены дефицитных высоколегированных сталей на низколегированные, упрочненные плазменной закалкой;

‒возможность замены износостойких сталей на низкоуглеродистые с наплавленным рабочим слоем, упрочненным плазменной закалкой;

‒возможность закалки локальных участков поверхности (кромки дисковых ножей, вырубных и гибочных штампов, зубьев пил, шин электро- и бензопил, места под манжеты, подшипники, прокатные валки и т.д.);

‒возможность автоматизации процесса и включение закалочных установок в состав гибких производственных систем, автоматических линий.

По сравнению с лазерной закалкой плазменная имеет следующие преимущества:

‒стоимость оборудования такой же мощности на порядок ниже;

‒простота работы на установке и ее обслуживания;

‒мобильность установки, возможность перемещения оборудования и быстрого монтажа на любом станке, обеспечивающем нужную скорость вращения детали или перемещения плазмотрона;

‒не требуется наносить на поверхность специальные покрытия для увеличения поглощательной спсобности;

‒высокий КПД, достигающий 85 %;

‒возможность плавного регулирования в процессе закалки параметров режимов в широких пределах, т.е. изменения глубины, ширины, структуры и свойств закаленной зоны.

К недостаткам плазменной закалки относятся:

‒частичный отпуск в местах наложения закаленных полос;

‒необходимость зачистки поверхности закаливаемых изделий от различных загрязнений;

‒необходимость принудительного охлаждения изделий малого диаметра и малой толщины для получения высокой твердости поверхности.

Одним из путей устранения недостатков плазменной поверхностной закалки видится применение плазменной дуги прямого действия обратной полярности (рис. 1).

21

Рис. 1. Структурная модель плазменной дуги прямого действия ( а – прямая полярность; б – обратная полярность)

Использование обратной полярности позволяет, за счет эффекта катодной очистки, проводить активацию поверхности. Также эффект катодной очистки позволяет значительно снизить требования к чистоте обрабатываемой поверхности (рис. 2). Широкие возможности регулирования мощности сжатой дуги и тепловложения в обрабатываемое изделие позволяют избежать необходимости принудительного охлаждения малогабаритных деталей и тонкостенных изделий.

Рис. 2. Внешний вид поверхности подвергнутой плазменной закалке на токе обратной полярности

Накопленный опыт по практическому применению плазменного поверхностного упрочнения позволяет выделить следующие варианты:

‒упрочнение без оплавления и с оплавлением поверхности детали;

‒упрочнение с зазором между упрочненными зонами (ЗТВ), без перекрытия ЗТВ и с перекрытием ЗТВ;

‒химико-термическая плазменная обработка;

‒упрочнение в сочетании с другими способами объемной или поверхностной термической обработки.

Технологические параметры процесса плазменной поверхностной закалки включают в себя величину и полярность тока дуги, скорость вращения изделия(скорость перемещения плазмотрона), расход плазмообразующего и защитного газа.

Обработка без оплавления как правило не меняет параметров шероховатости обрабатываемой поверхности и является финишной. Вариант же с оплавлением поверхности применяется в случае необходимости получе-

22

ния более глубоких, нежели без оплавления, упрочненных слоев.

В данной работе исследовали особенности плазменной поверхностной закалки на токе обратной полярности изделия из стали мартенситного класса 15Х5М с толщиной стенки 5 мм.

Плазменная закалка осуществляется путем сканирования сжатой дуги или плазменной струи по поверхности изделия (рис. 2.)

Исследования проводились в двух вариантах:

1.Плазменная поверхностная закалка на токе обратной полярности без оплавления поверхности (рис. 3).

2.Плазменная поверхностная закалка на токе обратной полярности с оплавлением поверхности (рис. 4).

При внешнем осмотре образцов установлено:

‒ ширина упрочненной зоны образца обработанного по варианту № 1 порядка 15–20 мм; изменение рельефа поверхности не происходит, поверхность разных оттенков светло-серого цвета, изменение цвета наблюдается в виде неравномерной пятнистости

‒ ширина упрочненной зоны образца обработанного по варианту № 2 порядка 20 - 22 мм.; рельеф поверхности изменен до небольшой шероховатости, по центру дорожки проходит полоса шириной примерно 5 мм со следами направленной кристаллизации и наличием небольшого усиления

врайоне начала шва. Поверхность дорожки серого цвета.

Вид макрошлифов исследуемых образцов представлен на рис. 3 и 4.

Рис. 3. Вид макро- и микроструктуры образца № 1

При просмотре макрошлифов под микроскопом было установлено, что на всех исследованных образцах имеются следы поверхностного нагрева, зоны нагрева различны по степени изменения структуры, ширине и глубине. Пор, раковин и плен на макрошлифах не обнаружено.

Результаты замера геометрических параметров зон приведены в табл. 1.

Таблица 1. Геометрические характеристики упрочненной зоны

При анализе микроструктуры выявлено, что микроструктура упроч-

23

ненного слоя образца № 1 является структурой пластинчатого типа с равномерно распределенными отдельными зернами белой травимости (предположительно, феррита) (рис. 3). Остальная часть обработанной зоны представляет собой дисперсную феррито-карбидную смесь (предположительно, сорбит). Глубина обработанной зоны составляет 0,5 мм.

Рис. 4. Вид макро- и микроструктуры образца № 2

Для образца № 2: дорожка выполнена с расплавлением. В зоне расплавления структура мартенситного типа с пластинчатыми выделениями фазы белой травимости (феррита). В зоне термовлияния – ферритокарбидная смесь сорбитного типа. Результаты замеров микротвердости закаленного слоя представлены в табл. 2.

Таблица 2. Микротвердость упрочненного слоя

Из анализа микротвердости закаленных слоев можно сделать вывод, что на всех образцах в зоне обработки значения твердости выше значений твердости основного материала. В случае с оплавлением поверхности в зоне кристаллизации расплавленной ванны значения твердости выше, чем в ЗТВ. В зоне термовлияния (структура на всех образцах представляет собой феррито-карбидную смесь сорбитного типа) по мере удаления от границы сплавления твердость плавно снижается.

Заключение:

Плазменная поверхностная закалка на токе обратной полярности может проводиться как в варианте с оплавлением, так и без оплавления поверхности и позволяет упрочнять как малогабаритные и тонкостенные изделия так и крупногабаритные конструкции в зависимости от требований к прочностным и геометрическим характеристикам упрочненного

24

слоя.

Применение обратной полярности позволяет, при обработке без оплавления поверхности, достичь резкого изменения структуры приповерхностного слоя и получать тонкие упрочненные слои глубиной до 0,5 мм. Обработка с оплавлением поверхности позволяет достичь глубины упрочненного слоя более 3 мм.

В зависимости от варианта обработки значения твердости упрочненной зоны возрастают примерно в 1,5–2,5 раза по сравнению с основным материалом.

Список литературы

1.Лещинский, Л.К. Плазменное поверхностное упрочнение / Л.К. Лещинский, С.С. Самотугин, И.И. Пирч. - Киев : Тэхника, 1990. – 109 с.

2.Дресвин, С.В. Физика и механика низкотемпературной плазмы / С.В. Дресвин, А.В. Донской, В.М. Гольдфраб, В.С. Клубникин. - М : Атомиздат, 1972. – 352 с.

3.Быховский, Д.Г. Энергетические характеристики плазменной дуги при сварке на обратной полярно-сти / Д.Г. Быховский, В.М. Беляев // Автоматическая сварка. - 1971. - №5. – С. 27-30.

А. М. Бербек, кандидат технических наук В. И. Малинин, доктор технических наук, профессор

Р. В. Бульбович, доктор технических наук, профессор Пермский национальный исследовательский политехнический университет, Пермь

Расчет процессов в камере сгорания ракетного двигателя на порошкообразном алюминии и воде

При проектировании многозонной камеры сгорания (КС) ракетного двигателя на порошкообразном алюминии и воде, добываемой на космическом объекте [1], требуется расчетная методика, позволяющая оценить массогабаритные характеристики камеры. Ниже приведена методика оценочного расчета процессов в КС, состоящей из форкамеры (ФК) и основной камеры.

Рассматривается течение реагирующей смеси капель воды и газа, содержащего продукты первичного сгорания алюминия в форкамере, пары испарившейся воды и продукты сгорания в основной зоне. Скорость процессов считается минимальной, чтобы рассмотреть наихудший по габаритам (длине) вариант КС.

Принимаются два упрощающих предположения:

1. Лимитирующим процессом в основной зоне КС является испарение

25

Принятое значение расходонапряженности получается при назначении начальной скорости смеси алюминия и компонентов, в которых происходит его воспламенение, в начальном сечении ФК, равной 10 м/с, что обеспечит стабилизацию пламени в соответствии с данными [1].

Таблица 1. Максимальный и медианный диаметры образующихся капель воды в зависимости от скорости обдува при р0 = 0,25 МПа, ф = 45 м/с, Weкрmax = 14

Задача испарения капель воды решается при допущениях, принятых выше, и дополнительных: движение капель происходит в плоскости, проходящей через форсунку и продольную ось камеры сгорания; движение потока продуктов горения и испарения капель происходит вдоль оси камеры со скоростью vf; потери тепла в стенку, как путем конвективного теплообмена, так и радиационным путем, не учитываются; капли друг с другом не взаимодействуют; частицы Al2O3, образующиеся в газовом потоке в результате реакций, малы, находятся в тепловом и скоростном равновесии с газовым потоком и не взаимодействуют с каплями воды.

За основу описания испарения капель воды принята методика, приведенная в [3]. В соответствии с принятым подходом и допущениями, записана система дифференциальных уравнений и начальных условий, описывающая движение и испарение капель в основной зоне горения.

Уравнение испарения капли:

Уравнение движения капли вдоль оси x (продольной оси КС):

Уравнение движения капли вдоль оси y (перпендикулярно оси КС):

испарения; vf, D, u описаны ранее; индекс 0 относится к начальному значению, ф – к форсунке, к – к капле, f – к потоку.

27

Рис. 1. Значение функции a (сплошная линия) и ее аппроксимация (штрихпунктирная линия) в основной зоне КС в зависимости от L

График функции a( L ) имеет три характерных участка, которые можно аппроксимировать с достаточной степенью точности:

Таким образом, в системе дифференциальных уравнений (3) – (5) описаны все переменные величины, параметры и начальные условия. Интегрирование уравнений (3) (в виде (7)), (4) и (5) позволяет определить размер капель и их координаты в основной зоне горения в любой момент времени для любого места расположения форсунок.

Система дифференциальных уравнений первого порядка (4)–(7) интегрируется методом Рунге-Кутта 4-го порядка точности по времени . Интегрирование выполняется от начального момента времени = 0 до момента времени, когда отношение D/D0 станет менее 0,2 или координата x превысит заданную длину основной зоны камеры сгорания lc. За время пребывания принимается время испарения капли или время, за которое неиспарившаяся капля достигает конца зоны основного горения.

Длина основной зоны камеры сгорания определяется методом последовательных приближений, за начальное значение берется расстояние, на котором от начала основной зоны расположен последний ряд форсунок (0,6 м). Критерием достаточности длины является доля неиспарившихся капель менее 1 %:

29

жение в сечение основания конуса. Однако, как показали экспериментальные исследования в этом случае порошок из конуса перемещается через форсунку в форкамеру, а новые порции порошка в конус либо не подаются, либо подаются крайне не стабильно, что приводит к образованию газового канала и прекращению подачи порошка. Это происходит вследствие возникновения распорных усилий ПЭ на стенки бака при давлении на него поршня со стороны заднего торца. Для того, чтобы снять распорные усилия необходимо как показали экспериментальные исследования, насытить ПЭ газом во всем его объеме через задний торец ПЭ. Таким образом, задача пневмотранспорта ПЭ к выпускному отверстию решается путем газонасыщения всего объема ПЭ и создания давления поршня на задний торец ПЭ. При открывании выпускного отверстия КЗР происходит истечение порошка за счет фильтрации газа через ПЭ и создания псевдоожиженного слоя порошка только в выпускном отверстии системы подачи.

Скорость истечения частиц порошка из выпускного отверстия может превышать 50 м/с. Такие скорости частиц на входе в форкамеру установки намного превышают требуемые для надежного воспламенения всех частиц [2]. Поэтому с целью увеличения эффективности процесса воспламенения и испарения необходимо увеличить время пребывания частиц в форкамере за счет торможения потока на входе в форкамеру установки. При экспериментальном исследовании было выяснено, что поток частиц, истекающих из выпускного отверстия, имеет форму узкой и плотной струи с малым углом раскрытия (6…8°). Поэтому процесс смешения частиц алюминия с потоком кислорода в форкамере происходит не эффективно. Образуется большая неравномерность коэффициента избытка окислителя, что так же является одной из причин низкой эффективности рабочего процесса воспламенения частиц алюминия.

С целью повышения эффективности этого процесса необходимо не только затормозить поток частиц, но и равномерно распределить его по сечению форкамеры.

Как показали эксперименты, эффективным способом торможения потока частиц, с одновременным распылом их по сечению форкамеры, оказался способ, включающий сталкивание четырех симметричных потоков частиц в точке, лежащей на оси форкамеры под углом к ней 300. Этот способ был реализован в конструкции КЗР и камеры изменения направления потоков частиц алюминия.

Конструкция системы подачи на которой проводились экспериментальные исследования рабочего процесса перемещения ПЭ из бака в форкамеру установки приведена на рис. 1. Она состоит из корпуса бака 4, переднего конуса 7 с отверстием истечения, КЗР 8, задней крышки 1 с штуцером для подвода газа. Внутри бака находится ПЭ 5 с максимальной плотностью, поршень 2 с пружинным перепадным клапаном 3. Запорнорегулирующий клапан управляется приводом 6 и имеет четыре продоль-

31

ных паза 11 переменного сечения по длине. Через эти пазы при открытии клапана истекает порошок. Конусная гайка 9 направляет потоки в камеру, где потоки, проходя конус 10, снова меняют направление и сталкиваются на оси форкамеры под углом 30°, тормозятся и распыливаются по ее сечению до смешения с кислородом.

Предварительно, до открытия КЗР 8, через штуцер в крышке 1 подается газ под давлением. Давлением газа поршень прижимается к ПЭ через перепадный клапан 3 и газораспределительную решетку с сеткой производится газонасыщение ПЭ. Время полного газонасыщения ПЭ зависит от его длины. При длине L = 830 мм это время составляет 35…40 с. Перепадный клапан в поршне настроен на перепад давления 0,25…0,3 МПа.

Рис. 1. Система подачи установки синтеза нанопорошка оксида алюминия.

1 – задняя крышка, 2 – поршень, 3 – перепадный клапан, 4 – бак, 5 – ПЭ, 6 – привод КЗР, 7 – конус с выходным отверстием, 8 – КЗР, 9 – конусная гайка, 10 – конус для изменения направления потоков, 11 – пазы КЗР

В процессе подачи ПЭ происходит фильтрационное истечение газа и его давление начинает уменьшаться. Возникает градиент давления по длине заряда dP/dx, который доходит до заднего торца ПЭ. Перепад дав-

32

ления на поршне становится больше настроечного на перепадном клапане. Он открывается и пропускает через себя газ с тем большим расходом, чем больше фильтрационный расход газа через ПЭ. Поэтому давление газонасыщения в ПЭ поддерживается постоянным, что повышает стабильность расхода порошка алюминия. Перепад давления на поршне необходим для создания усилия на торце ПЭ, что предотвращает образование газовых каналов в ПЭ, которые нарушают стабильность подачи порошка.

Для выбора режимных параметров системы подачи порошка необходимо знать расходонапорные характеристики, т.е. зависимости расхода порошка от давления газа перед выпускным отверстием системы подачи (Gп = f(Pв)). Эти характеристики были определены и представлены на рисунке 2. Истечение осуществлялось в среду с атмосферным давлением. В качестве ПЭ использовался АСД-1ПСК с порозностью ε =0,34. Суммарная площадь сечения пазов КЗР была фиксированная и составляла 8 и 16 мм2.

Для обеспечения нужного расхода порошка алюминия необходимо также знать регулировочную характеристику системы подачи. Это зависимость расхода порошка от суммарной площади сечения пазов запорнорегулирующего клапана Gп = f(Fкзр)). При постоянном давлении перед ним.

Рис. 2. Зависимость расхода порошка АСД-1ПСК от давления газа перед выпускным отверстием:

G1 – значения расхода порошка, когда сечение пазов КЗР 8 мм2, G2 – значения расхода порошка, когда сечение пазов КЗР 16 мм2.

На рис. 3 приведены результаты испытаний системы подачи с порошком АСД-1ПСК при давлениях перед КЗР Рв=1,0 МПа и Рв = 2,0 МПа.

33

Рис. 3. Зависимость расхода порошка АСД-1ПСК от площади сечения пазов. G1 – значения расхода порошка, когда давление перед КЗР 1,0 МПа,

G2 – значения расхода порошка, когда давление перед КЗР 2,0 МПа.

Заключение:

Расходонапорные характеристики системы подачи Gп = f(Pв) имеют корневую зависимость, как и при испытании жидкостей.

Регулировочная характеристика имеет линейную зависимость Gп = f(Fкзр). Предлагаемый способ и конструкция системы подачи порошка алю-

миния в форкамеру установки синтеза позволяют получить стабильный расход порошка в широком диапазоне от 0,06 до 0,7 кг/с.

Список литературы

1.Малинин, В.И. Внутрикамерные процессы в установках на порошкообразных металлических горю-чих / В.И. Малинин. - Екатеринбург - Пермь: УрО РАН,

2006. – 262 с.

2.Крюков, А.Ю. Адаптация внутрикамерных процессов и элементов конструкции энергоустановок на порошковом горючем к технологиям получения ультра- и нанодисперсных материалов: монография / А.Ю. Крюков. - Пермь: Перм. нац. исслед. политехн. ун-т., 2011. – 236 с.

34

В. А. Болонкин, студент

Ф. А. Уразбахтин, доктор технических наук, профессор Ижевский государственный технический университет имени М.Т. Калашникова, Воткинский филиал

Исследование процесса функционирования управляющих твердотопливных ракетных двигателей

Исследование процесса функционирования управляющих твердотопливных ракетных двигателей является актуальным в области ракетостроения. Повышение требования к точности параметров движения космических летательных аппаратов (КЛА) приходят к созданию специальных устройств, среди которых: корректирующие и тормозные двигатели, двигатели системы ориентации и стабилизации, двигатели закрутки, увода, отстрела.

5

Рисунок. Конструкция РДТТ управления по каналу крена: 1 - корпус; 2 – заряд ТТ; 3 – заднее днище; 4 – сопло;

5 – воспламенительное устройство

Одним из таких устройств является малогабаритный двигатель вспомогательного назначения (рисунок). Он используется для управления по каналу вращения (крена) верхней ступени баллистической ракеты. Воспламенительным устройством данного типа ракет являются два пиропатрона предохранительного типа находящиеся на заднем днище. Процесс воспламенения заряда РДТТ состоит из нескольких последовательных стадий.

На предварительной первой стадии происходит замыкание контактов линии накаливания, разогрев мостика накаливания, нагрев инициирующей смеси, ее сгорание, нагрев легковоспламеняющегося пороха (передаточного заряда), которое приводит к возгоранию основного воспламенительного заряда и поступлению продуктов сгорания в основную камеру.

Вторая стадия процесса воспламенения состоит из двух этапов. На первом этапе продукты сгорания, поступающие из ВУ, заполняют свободный объем заднего днища, вытесняя оттуда воздух. Происходит частичное перемешивание продуктов сгорания с воздухом. Продукты сгора-

35

ния ВУ двигаются к соплу. Создав волну давления, происходит повышение давления до тех пор, пока не разрушатся заглушки в сопловом блоке РДТТ. С этого момента начинается второй этап стадии, при котором из камеры истекают воздух и продукты сгорания. На этой стадии происходит частичный нагрев поверхности основного заряда [1].

На третьей стадии происходит горение воспламенителя и нагрев поверхности твердотопливного заряда. Стадия заканчивается моментом загорания твердотопливного заряда РДТТ. Выделяемое при этом тепло у поверхности заряда в результате термического разложения конденсированной фазы и реакций в газовой фазе не успевает отводиться от зоны реакции, из-за чего реакция разложения топливного заряда протекает устойчиво, что приводит к увеличению температуры поверхности заряда. Увеличение температуры происходит до критического предела, при котором воспламеняется основной заряд РДТТ.

На четвертой стадии пламя распространяется по поверхности основного заряда РДТТ. Происходит теплообмен между газовым потоком и продуктами сгорания заряда ВУ и основного топлива РДТТ. После смешивания газовых потоков увеличивается зона распространения фронта пламени по поверхности заряда. Интенсивное нарастание давления в камере сгорания на этой стадии происходит за счет включения в процесс горения все новых участков поверхности заряда и прихода в объем камеры РДТТ продуктов сгорания ВУ [2].

На последней, пятой стадии происходит совместное горение основного заряда и остатков заряда ВУ. Приход продуктов сгорания в объем камеры становится больше расхода через сопло, что приводит к увеличению давления в камере. В момент, когда ВУ полностью сгорает, РДТТ выходит на установившийся режим работы, при котором происходит торцевое горение.

ВУ управляющих РДТТ накопила множество различных вариантов исполнения. Однако ВУ находятся на стадии разработки и совершенствования. Следующим этапом исследования процесса функционирования ВУ является составление математической модели.

Список литературы

1.Тишунин, И.В. Вспомогательные системы ракетно-космической техники / И.В. Тишунин. – М.: Мир, 1970. – 129 с.

2.Присняков, В.Ф. Динамика ракетных двигателей твердого топлива / В.Ф. Присняков . – М.: Машиностроение, 1984. – 248 с.

36

Д. А. Болховских, аспирант

В. И. Малинин, доктор технических наук, профессор Р. В. Бульбович, доктор технических наук, профессор Пермский национальный исследовательский политехнический университет

Расчет процессов в форкамере установки синтеза нанооксида алюминия

Нанооксиды металлов находит свое применение в различных отраслях промышленности. Поэтому исследование возможности получения нанодисперсных оксидов методом сжигания газовзвесей порошков металлов представляет практический и теоретический интерес. Экспериментальная установка синтеза нанооксида алюминия, созданная в ОКБ «Темп» при ПНИПУ [1] состоит из системы подачи, форкамеры (ФК), камеры сгорания, устройства отбора дисперсных продуктов. Форкамера предназначена для смешения порошка с первичным воздухом, воспламенения и первичного горения. Наиболее значимыми факторами, влияющими на получение нанооксида алюминия в установке, являются температура продуктов первичного горения, доля конденсированной и газообразной фазы алюминия, образованные в ФК. Учитывая влияние этих факторов, подобраны компоненты, способствующие улучшению процесса синтеза и качества нанооксида алюминия.

В монографии [1] представлены исследования по получению оксида алюминия в экспериментальной установке синтеза, с применением в ФК смеси Al+воздух. Авторами проведен анализ эффективности использования данной смеси. Выявлены следующие недостатки:

−высокая температура продуктов первичного горения (> 2500 К);

−образование большой доли конденсированной фазы (> 15 %);

−недостаточное количество газообразной фазы алюминия попадает в

камеру сгорания (qvap < 80 %).

Следствием перечисленных недостатков является то, что большой

тепловой поток попадает на стенки, и возникают трудности с их охлаждением. Также происходит налипание на стенки большого количества конденсированной фазы, из-за этого усложняется процесс их охлаждения и уменьшается проходное сечение ФК. Увеличивается количество алюминия, не преобразованного в газообразную фазу, то есть доля Al, находя-

щегося в К-фазе в форкамере КAlRf (KAlRf = 1 ‒ qvap).

В [1, 2] предлагалось непрерывное функционирование ФК обеспечивать за счет процесса транспирационного охлаждения пористой оболочки камеры такими охладителями, как вода, воздух. В данной работе в качестве охладителя при транспирационном охлаждении стенок предлагается использовать аргон.

На основании вышеописанного, задачи настоящего исследования:

37

−снижение температуры протекания реакции;

−уменьшение доли конденсированной фазы (К-фаза);

−уменьшение доли алюминия преобразованного в оксид алюминия. Для решения поставленных задач рассматриваются следующие метал-

логазовые смеси: Al+O2+H2О; Al+O2+Ar; Al+H2O+воздух. Термодинамический расчет проводится с помощью программного

комплекса АСТРА.4 [3], определяются характеристики равновесия, исследуемых металлогазовых смесей, и содержание компонентов смеси.

С помощью математических формул определяются: − коэффициент избытка окислителя

где Gox – расход окислителя, GAl – расход алюминия, L0 – стехиометрический коэффициент окислителя; − доля алюминия в К-фазе в форкамере

Здесь MAl, MAlN, MAl2O3 – молекулярная масса соответственно алюминия, нитрида алюминия, Al2O3; ZAl2O3, ZAl, ZAlN– массовая доля конденсированной фазы соответственно Al2O3, алюминия, AlN (при расчете сме-

сей, не содержащих воздух ZAlN = 0), G – суммарный расход компонен-

тов, GAl – расход алюминия.

В расчетах изменяется отношение расхода окислителя и охлаждающих компонентов к алюминию (Gок/GAl, Gохл/GAl). На основе термодинамических расчетов построены графики зависимостей суммарной массовой доли конденсированной фазы (ZΣ) и доли алюминия в К-фазе в ФК (КAlRf) от коэффициента избытка окислителя α, представленные на рис. 1, 2 и 3. Из

анализа зависимостей ZΣ и КAlRf от α (рис. 1, 2 и 3) следует, что у каждой из кривых существует минимум. Точки, в которых ZΣ минимальное, име-

ют соотношение расхода компонентов смеси, при котором меньше веществ налипает на стенки и они лучше охлаждаются. Точки, в которых значение КAlRf – минимальное, имеют соотношение расхода компонентов смеси, при котором максимальное количество газообразного Аl поступит в камеру сгорания для дальнейшего синтеза.

38

Рис. 1. Зависимости суммарной доли конденсированной фазы (а) и доли алюминия в К-фазе (б) от коэффициента избытка окислителя: смесь Al+H2O+O2

Рис. 2. Зависимости суммарной доли конденсированной фазы (а) и доли алюминия в К-фазе (б) от коэффициента избытка окислителя: смесь Al+H2O+воздух

39

Рис. 3. Зависимости суммарной доли конденсированной фазы (а) и доли алюминия в К-фазе (б) от коэффициента избытка окислителя: смесь Al+Ar+O2

Анализ полученных данных Т показывает, что в большинстве случаев точки, обладающие приемлемой температурой для форкамеры совпадают с точками, в которых ZΣ ‒ min и КAlRf ‒ min. Отсюда следует вывод о том, что точки, в которых ZΣ, Т и КAlRf ‒ min, обладают оптимальным соотношением расхода компонентов металлогазовой смеси.

Результаты исследования приведены в таблице, которая отображает основные характеристики металлогазовых смесей.

Таблица. Параметры металлогазовых смесей

Сравнивая результаты, отображенные в таблице стоит отметить, что при использовании металлогазовой смеси Al+O2+Ar суммарная массовая доля конденсированной фазы ниже в 2‒7 раз, доля алюминия в конденсированной фазе в 3‒6 раз и температура продуктов сгорания меньше на 200

... 400 К, чем у двух других смесей.

40

В литературе [4] для охлаждения стенок камеры сгорания рекомендовано применять окислитель, если коэффициент избытка окислителя α>1, и горючее, если α<1. В форкамере установки синтеза дисперсных оксидов α всегда меньше и даже много меньше единицы [1], поэтому для охлаждения необходимо использовать горючие или химически нейтральные, по отношению к Al, компоненты. Стоит отметить, что вода и воздух для алюминия являются окислителями. Поэтому H2O и воздух вместо того чтобы охлаждать стенки форкамеры будут их нагревать, так как эти компоненты вступят в экзотермическую реакцию с алюминием и продуктами его первичного горения (газообразный алюминий и субоксиды алюминия

AlO, Al2O).

Использование данной смеси Al+O2+Ar позволяет решить поставленные в работе задачи, а также обеспечить непрерывное функционирование ФК установки за счет решения проблемы охлаждения стенок форкамеры.

Дополнительно подчеркнем экономическую эффективность применения данной смеси, экологическую и взрывопожарную безопасность. Также выделим то, что использование смеси Al+O2+Ar способствует повышению чистоты конечного продукта.

Список литературы

1.Малинин, В.И. Внутрикамерные процессы в установках на порошкообразных металлических горючих / В.И. Малинин. - Екатеринбург - Пермь: УрО РАН,

2006. – 262 с.

2.Крюков, А.Ю. Адаптация внутрикамерных процессов и элементов конструкции энергоустановок на порошковом горючем к технологиям получения ультра- и нанодисперсных материалов: монография / А.Ю. Крюков. - Пермь : Перм. нац. исслед. политехн. ун-т., 2011. – 236 с.

3.Трусов, Б.Г. Моделирование химических и фазовых равновесий при высоких температурах / Б.Г. Трусов. – М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1991. – 40 с.

4.Алемасов, В.Е. Теория ракетных двигателей: Учебник для студентов высших технических учебных заведений / В.Е. Алемасов, А.Ф. Дрегалин, А.П. Тишин. – М.: Машиностроение, 1989. – 268 с.

О. С. Бондарева, магистрант

А. А. Мельников, кандидат технических наук, доцент Самарский государственный аэрокосмический университет имени С. П. Королева

Исследование формирования модифицированных цинковых покрытий на изделиях из кремнийсодержащих сталей

Исследование формирования цинковых покрытий является актуальным в сфере коррозионной защиты металлов. Горячее оцинкование ме-

41

таллоконструкций из сталей с содержанием кремния до 0,8‒1 %, ведет к ухудшению качества покрытия, связанного с нарушением его сплошности, повышенной толщиной и плохой адгезией к основному металлу. Устранение этих недостатков требует доработки технологии горячего оцинкования. Основная задача сводилась к поиску новых решений в области горячего оцинкования, которые направлены на получение заданных механических, технологических и функциональных свойств защитного покрытия, регулирующих материальные и производственные затраты.

При нанесении цинковых покрытий методом погружения в расплав процесс смачивания и растекания цинка сопровождается ростом интерметаллических слоев. На свойства защитного слоя (коррозионную стойкость, пластичность, прочность покрытия и его сцепление с основой) существенное влияние оказывает толщина, природа, строение и взаимное расположение фаз в диффузионном переходном слое. Образование интерметаллического слоя происходит за счет взаимной диффузии железа и цинка с преобладанием диффузии одного из компонентов. Даже небольшое изменение в составе стали, в частности в содержании кремния, или в температуре и составе расплава, может в значительной степени повлиять на соотношение скоростей диффузии железа и цинка [1]. Влияние содержания кремния в стали на толщину и структуру покрытий объясняется тем, что кремний обладает низкой растворимостью в столбчатой фазе. Он выделяется из нее и накапливается в межфазных областях, вступая в реакцию с железом фазы δ [2]. Увеличение содержания кремния до 0,8‒1 %, ведет к ухудшению качества покрытия, связанного с нарушением его сплошности, повышенной толщиной и плохой адгезией к основному металлу [3]. Устранение этих недостатков требует изменения технологии горячего цинкования. Таким образом, цель работы заключалась в исследовании влияния температурного режима на качество и свойства цинкового покрытия сталях с различным содержанием кремния.

Для исследования были использовали образцы 4 партий размером 150×150×3 мм из стали Ст3 и 09Г2С, химический состав которых приведен в табл. 1.

Таблица 1. Химический состав исследуемых сталей

Процесс жидкофазного цинкования образцов проводили по схеме: обезжиривание, промывка, травление, промывка, флюсование, сушка, цинкование. Подготовка образцов к цинкованию проводилась по обычной

42

технологии принятой на ОАО «Продмаш». Цинкование образцов проводили на лабораторной установке в диапазоне температур от 438°С до 468 °С с шагом в 5 °С. Время выдержки в расплаве цинка– 4 мин. Скорость опускания и подъема образцов из ванны для всех партий была одинаковая. Расплав цинка был легирован алюминием (0,005%) и никелем (0,03-0,035 %). Структуру и толщину покрытий определяли с помощью электронного микроскопа на шлифах, которые травили в 2%-ном растворе азотной кислоты в этиловом спирте. Результаты исследований представлены в табл. 2.

Таблица 2. Зависимость средней толщины покрытия (мкм) от температуры

(°С) и содержания Si в стали (%)

Наглядно эти зависимости продемонстрированы на рис. 1 и 2.

Рис. 1. Зависимость толщины цинкового покрытия (мкм) от температуры (°С).

43

Рис. 2. Зависимость толщины цинкового покрытия (мкм) от содержания Si (%)

Анализируя полученные данные, можно сделать вывод, что на сталях с содержанием Si = 0,31 % толщина цинкового покрытия наименьшая во всем диапазоне температур и не превышает 90 мкм. При содержании кремния 0,2 и 0,23 толщина покрытия выше, но в целом постоянна, отклонения от среднего значения 100 мкм не значительны. Для стали с содержанием кремния 0,61% картина принципиально иная. Наблюдается прямая зависимость толщины покрытия от температуры, при 468°С толщина цинкового слоя в два раза больше, чем при 438 °С. Исходя из полученных зависимостей, можно выбрать оптимальную температуру цинкования для сталей с разным содержанием кремния.

Проведенные исследования фазового состава показали, что в слое цинкового покрытия в соответствии с диаграммой железо-цинк имеются все структурные составляющие: а‒, Γ‒, δ1‒, δ‒, ε‒фазы. Структура покрытия для всех образцов с повышенным содержанием кремния (09Г2С) отличается преобладающим развитием δ‒фазы (рис. 3).

44

Рис. 3. Строение цинкового покрытия на стали с Si ‒ 0,61%, Т = 453 °С

При этом столбчатые кристаллы фазы δ могут выходить на поверхность покрытия и придавать ему серый цвет. Однако, при этом, как известно, коррозионная стойкость и пластичность таких покрытий снижается. Анализ толщины отдельных фаз в структуре цинкового покрытия показывает, что до 80‒86 % толщины покрытия приходится на δ‒фазу, которая образуется первой и в последующем подавляет рост Г‒фазы и δ‒фазы. δ‒фаза имеет выраженную столбчатую и пористую структуру и характеризуется хрупкостью и плохой адгезией к основе.

Зависимость толщины покрытия и отдельных фаз от температуры представлена на рис. 4.

Рис. 4. Зависимость толщины цинкового покрытия (мкм) на стали 09Г2С от температуры (°С).

Цинковое покрытие на стали Ст3сп (Si ‒ 0,23 %) имеет другую структуру (рис. 5 а, б, в).

45

(в)

Рис. 5. Строение цинкового покрытия на стали с Si ‒ 0,31 % (а), Si ‒ 0,23 % (б),

Si ‒ 0,2 %, (в) Т = 453 °С

При одинаковой температуре (453°С) общая толщина покрытия на стали Ст3сп гораздо меньше, чем на стали 09Г2С, порядка 100 мкм. Это существенно экономит расход цинка. Принципиально другое строение имеет δ‒фаза, кристаллы ее мельче и выходят на поверхность не везде, а только местами. Доля δ‒фазы в общей толщине покрытия около 50 %, появляется ярко выраженная фаза чистого цинка на поверхности, который дает красивый блеск покрытию и повышает коррозионную стойкость. Повышение температуры процесса не ведет к резкому увеличению толщины покрытия. Можно сделать вывод, что для сталей с содержанием кремния 0,2‒0,3 % при легировании расплава алюминием 0,005 % и никелем 0,03‒0,035 % создаются условия для хорошей адгезии цинка к железу. На стали с содержанием кремния 0,61 % идеальной поверхности для смачивания не создается. Для подавления неблагоприятного влияния кремния на толщину и качество цинкового покрытия необходимо подобрать другие соотношения добавок алюминия и никеля в расплав цинка. Процесс влияния алюминия и никеля на смачивание железа цинком недостаточно изучен. Считается, что в момент погружения стального компонента в расплав цинка, легированного алюминием, на поверхности их взаимодействия образуется тонкая пленка в виде соединений Fe2Al5 и FeAl3, затрудняющая диффузию железа в цинк. Это приводит к уменьшению толщины железоцинкового слоя и преобладанию в покрытии пластичной ε-

46

фазы (поверхностный цинк), при этом повышается пластичность и адгезия покрытия. Есть также мнение, что никель, находясь в расплаве, концентрируясь в δ‒фазе, вызывает уплотнение δ и δ‒фазы, что существенно препятствует диффузии железа в цинк.

Таким образом, в результате исследований выявлены зависимости толщины цинкового покрытия от температуры процесса и от содержания кремния в стали. С помощью электронного микроскопа изучен фазовый состав цинковых покрытий. Обнаружено, что на сталях с повышенным содержанием кремния (09Г2С) до 80‒86% толщины покрытия приходится на δ‒фазу, которая образуется первой и в последующем подавляет рост Г‒фазы и δ‒фазы. Из этого следует, что для стали 09Г2С необходимо подобрать другое соотношение добавок алюминия и никеля. Результаты исследований позволили определить оптимальный температурный режим цинкования для используемого состава цинкового расплава и обеспечить получение качественных цинковых покрытий на кремнийсодержащих сталях.

Список литературы

1.Тарасова, А.А. Особенности цинкования кремнийсодержащих сталей / А.А. Тарасова. – М.: Металлургия, 1984. – 72 с.

2.Бочаров, А.Я. Особенности формирования модифицированных цинковых покрытий на изделиях из кремнийсодержащих сталей / А.Я. Бочаров, Е.В. Проскурин, И.Е. Митников // Сталь. - 1989. - №7. - С.72-74.

3.Парамонов, А.В. Проблемы производства горячеоцинкованных металлоконструкций / А.В. Парамонов, А.С. Адамов, В.Ю. Чернецов // Металлург. - 2010.

-№11. - С. 82-84.

К. А. Брызгалов, магистрант

М. Р. Королева, кандидат физико-математических наук, доцент Ижевский государственный технический университет

имени М. Т. Калашникова

Численное моделирование стационарного турбулентного течения газа во впускном канале двигателя внутреннего сгорания

Газодинамические процессы в проточных частях двигателей внутреннего сгорания характеризуются сложным пространственным, нестационарным течением газа, связанным с геометрией проточной части.

Проектирование впускных каналов ДВС связано, прежде всего, со значительными затратами на проведение экспериментальных исследований и испытаний, на устранение выявленных недостатков и дефектов. В связи с этим, задача автоматизации процесса проектирования, предполагает проведение как теоретических, так и экспериментальных исследований слож-

47

ных физических явлений, происходящих во впускном канале двигателя, и является актуальной [1].

Использование численных методов расчета течений газа в проточных частях ДВС позволяет проводить детальное исследование характеристик течения в любой точке потока [1, 2]. В данной работе проводится моделирование стационарного течения вязкого сжимаемого газа во впускном канале ДВС на основе осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье – Стокса [2].

Осредненные уравнения Навье – Стокса предполагают использование замыкающей модели турбулентности, связывающей тензор турбулентных напряжений с параметрами осредненного течения.

В работе использовалась двухпараметрическая модель турбулентности k , хорошо зарекомендовавшая себя при моделировании течений в проточных частях ДВС [3].

В декартовой системе координат уравнения имеют следующий вид:

−уравнение неразрывности:

vi 0 ,xi

−уравнения движения:

‒уравнение для кинетической энергии:

где vi , p , k , – осредненные компоненты вектора скорости, давление,

кинетическая энергия турбулентности, скорость диссипации турбулентной энергии.

Численный эксперимент проводился с использованием программного комплекса ANSYS CFX для расчета газодинамических процессов.

Геометрическая модель объекта исследования представлена на рис. 1.

48

Рис. 1. Геометрическая модель объекта исследования.

Расчетная область включает в себя впускной канал, впускной клапан и цилиндр. Используемые граничные условия на твердых стенках учитывали шероховатость поверхности впускного канала с величиной эквивалентной шероховатости 0,5 мм. На оставшихся твердых поверхностях использовалось граничное условие прилипания. На входе во впускной канал задавалась величина полного давления. На выходе использовалось граничное условие свободного выхода (нижняя плоскость цилиндра).

Расчеты проводились при высотах поднятия клапана 2, 4, 6 и 8 мм до установления.

Высота поднятия клапана влияет на распределение давления в области, а также на картину течения в канале. На рис. 2 показано распределение давления в расчетной области в сечении по оси клапана.

При малой высоте подъема клапана область высокого давления сосредоточена во впускном кале ДВС – рис. 2а. При открытии клапана более 2 мм наблюдается локальное падение давления в области обтекания втулки клапана, и чем больше высота поднятия клапана, тем большие размеры имеет зона пониженного давления – рис. 2б-г.

49

в г

Рис. 2. Распределение давления в сечении по оси клапана при высоте поднятия клапана: а – 2 мм, б – 4 мм, в – 6 мм, г – 7 мм

На рис. 3 приведены линии тока пространственного течения.

Течение во всех случаях является отрывным, сопровождается повышением скорости при прохождении потока через клапан. Чем меньше величина клапанной щели, тем более резко возрастает скорость течения. В случае открытия клапана на высоту 2мм течение имеет плавный характер. В области под клапаном образуются обширные зоны возвратного течения с низкой скоростью движения. С увеличением высоты подъема клапана размер таких зон уменьшается, а скорость потока в них возрастает. Во всех рассмотренных случаях течение в канале имеет ярко выраженный пространственный характер.

50

Рис. 3. Линии тока пространственного течения при высоте поднятия клапана: а) 2 мм, б) 4 мм, в) 6 мм, г) 7 мм

Численное моделирование течения сжимаемого газа во впускном канале ДВС позволяет получить распределение всех характеристик потока в любой точке канала, что в свою очередь даст возможность рассчитать необходимые локальные и интегральные характеристики потока и могут быть использованы для оптимизации геометрии впускных каналов ДВС.

Список литературы

1. Тюнин, А.В. Математическое моделирование потоков во впускном трубопроводе ДВС / А.В. Тюнин // Научные разработки автотранспортного факультета Алтайскому краю. - Барнаул, 2007. - С. 53-57.

2.Хандримайлов, А.А. Численная модель сжимаемого вязкого турбулентного течения во впускных кана-лах и цилиндрах поршневых двигателей. Часть II. Верификация / А.А. Хандримайлов, В.Г. Солодов // Двигатели внутреннего сгорания.

-2009. - №2. - С. 16 – 20.

3.Андерсон, Д. Вычислительная гидромеханика и теплообмен / Д. Андерсон, Дж. Таннехилл, Р. Плетчер. – М.: Мир, 1990. – 728 с.

Л. В. Волкова, ведущий специалист

И. А. Чувашов, магистрант; Т. Н. Байкалова, студентка

В. В. Муравьев, доктор технических наук, профессор Ижевский государственный технический университет

имени М. Т. Калашникова

Расчетно-экспериментальные исследования напряженнодеформированного состояния бандажей локомотивных колес после термической обработки

Бандаж локомотивного колеса представляет собой наружное съемное стальное кольцо специального профиля, надеваемое на обод колесного

51

центра. Бандаж изготовляется цельным, без шва, из высококачественной углеродистой мартеновской стали. В процессе изготовления, подвергается механической и термической обработке для придания определенной формы и механических свойств.

Термическая обработка – процесс тепловой обработки изделий из металлов и сплавов с целью изменения их структуры и свойств, заключающийся в нагреве до определенной температуры, выдержке и последующем охлаждении с заданной скоростью. Локомотивный бандаж, подвергается операции термической обработки – закалке с последующим отпуском, в результате закалки образуются внутренние напряжения.

При закалке возникают внутренние напряжения, которые по величине могут быть настолько большими, что это приводит к трещинам и разрушению стали без всякого дополнительного воздействия. Причиной возникновения термических напряжений является неравномерность охлаждения деталей при закалке. Наружные поверхности бандажа охлаждаются быстрее, и уменьшается в объеме. Внутренняя же зона охлаждается замедленно и потому препятствует сжатию наружного слоя. В результате внутренняя зона металла окажется сжатой, а наружная – растянутой. В последующий период внутренняя зона, охлаждаясь, уменьшится в объеме и потянет к центру наружный кольцевой слой, стремясь уменьшить его диаметр. Но металл снаружи уже остыл и потому утратил пластичность. Теперь наружная зона играет роль жесткого каркаса, которая уже не может уменьшиться по диаметру. Поэтому в заключительный период охлаждения в наружных слоях металла возникнут сжимающие напряжения. Внутренняя же зона металла, будучи связана с наружными слоями, не сможет уменьшиться в объеме, хотя и будет стремиться к этому. В результате в ней возникнут растягивающие внутренние напряжения. Растягивающие напряжения являются более опасными, чем сжимающие. При закалке массивных деталей, когда различие в температуре внутренних и наружных слоев достигает значительной величины, такие напряжения могут вызвать трещины или даже привести к полному разрушению металла.

В результате закалки изменяется и структура металла по объему, в результате чего также появляются напряжения. Различные структуры стали имеют различный удельный объем: мартенсит – максимальный, аустенит

– минимальный, перлит – средний между ними.

Обод железнодорожного колеса имеет большие габариты, поэтому не может прокаливаться полностью при внешнем охлаждении. После закалки около поверхности будет мартенситная структура, а в центральной части – перлитная. При образовании мартенсита объем стали возрастает, и поэтому наружное мартенситное кольцо будет стремиться увеличиться в диаметре. Но этому препятствует центральная зона, стремясь стянуть кольцо к центру. В результате в наружном мартенситном слое металла возникнут сжимающие напряжения σс, а в центральной зоне, наоборот, –

52

растягивающие σр.

Эти напряжения также связаны с изменениями объема металла, но такие изменения в данном случае вызваны структурными превращениями. Поэтому и напряжения называются структурными.

Результатом моделирования процесса охлаждения в программной среде ANSYS является распределение температуры стали обода во времени. Распределение температуры в бандаже локомотивного колеса через 10 секунд после начала охлаждения представлено на рис 1.

Рис. 1. Распределение температуры в ободе железнодорожного колеса через 10 секунд после начала охлаждения

На рис. 1 видно распространение теплового фронта с поверхности бандажа к центральной части бандажа. При этом температура внутренней части колес охлаждается значительно медленнее. Даже после окончания охлаждения внутренняя часть бандажа будет оставаться сильно раскаленной. Раскаленная внутренняя часть бандажа будет нагревать внешнюю часть, что в результате приведет к самоотпуску обода колеса и образованию структур троостита вблизи поверхности катания и места посадки.

Для моделирования напряжений в бандаже в процессе охлаждения рассмотрим данные рис. 1. На поверхности обода происходит полное превращение аустенита в мартенсит, а в центральной части охлажденная сталь имеет структуру перлита. Разобьем модель ANSYS на несколько частей, для каждой части определим среднюю структуру

На рис. 2 изображен график относительного изменения удельного объема при фазовых превращениях в углеродистой стали в зависимости от содержания углерода [16].

53

Предел текучести закаленной стали 60 равняется 580 МПа, предел прочности при разрыве 900 МПа. Таким образом, для данной модели напряжения при закалке достигают таких величин, при которых на поверхности обода не образуются закалочные дефекты (трещины).

Работа выполнена при частичной поддержке:

‒ Программы стратегического развития Ижевского государственного технического университета им. М. Т. Калашникова на 2012‒2016 годы

(ПСР/М2/Н2.5/МВВ);

- Программы инициативных проектов фундаментальных исследований, выполняемых в Учреждении УрО РАН в 2012-2014 гг. (регистрационный номер: 12-

У-2-1013).

Список литературы

1.Лахтин, Ю.М. Термическая обработка в машиностроении. Справочник / Ю.М. Лахтин, А.Г. Рахштадт. – М.: Машиностроение, 1980. – 783 с.

2.Зубченко, А.С. Марочник сталей и сплавов / А.С. Зубченко, М.М. Колосков, Ю.В. Каширский. – М.: Машиностроение, 2003. – 784 с.

О. И. Волкова, магистрант; В. А. Лукин, аспирант Р. Г. Ризванов, доктор технических наук, профессор

Уфимский государственный нефтяной технический университет

Моделирование напряженно-деформированного состояния сосуда давления с локальным утонением стенки и накладным элементом

В процессе эксплуатации сосудов давления, применяемых в нефтегазовой, нефтеперерабатывающей и нефтехимической отраслях промышленности, в их корпусах возможно возникновение локального утонения стенки из-за коррозионно-эрозионного воздействия рабочей среды, что приводит к местному возрастанию механических напряжений в металле. Дальнейшая эксплуатация сосуда давления, имеющего локальное утонение стенки с остаточной толщиной, меньшей допускаемой величины, возможна после выполнения наплавки металла в зоне утонения, замены дефектного участка установкой ремонтной латки. Но данные способы ремонта имеют следующие недостатки: необходимость вывода из эксплуатации сосуда давления, опорожнения его от продукта, промывки, пропаривания и очистки внутренней поверхности. Все это связано с продолжительным периодом ремонта и значительными экономическими потерями от простоя оборудования. Другим альтернативным способом ремонта является приварка накладки снаружи к корпусу в месте уменьшения толщины стенки. Данный вид ремонта не имеет вышеуказанных недостатков, но не допускается по существующей нормативно-технической документации. Для обоснования возможности применения данного способа ремонта

56

в настоящей работе выполнено численное моделирование напряженнодеформированного состояния сосудов давления без накладного элемента и при его наличии.

Для оценки влияния накладного элемента на несущую способность сосуда давления было выполнено с применением конечно-элементного программного комплекса ANSYS исследование напряженнодеформированного состояния трех одинаковых сосудов, имеющих утонение стенки в виде прямоугольной выборки на внутренней поверхности цилиндрического корпуса (рис. 1). Первый сосуд не имел укрепляющего элемента в зоне утонения (сосуд № 1 – рис. 1, а), два других сосуда были усилены снаружи накладными элементами: сосуд № 2 – плоским приварным накладным элементом (рис. 1, б); сосуд № 3 – колпачковым приварным накладным элементом (рис. 1, в).

Рис. 1. Схемы исследуемых сосудов:

а – сосуд № 1 без укрепления в зоне утонения, б – сосуд № 2 с плоским накладным элементом, в – сосуд № 3 с колпачковым накладным элементом

57

Исследуемые сосуды имели следующие параметры: наружный диаметр корпуса D = 273 мм, толщина стенки корпуса 8 мм, толщина эллиптических днищ 12 мм, длина цилиндрического корпуса 600 мм. В средней части корпуса каждого сосуда имелось утонение с остаточной толщиной 3 мм, размерами 100×50 мм. Физико-механические свойства для материала корпуса и накладного элемента приняты такие же, как для стали 09Г2С.

Первоначально в препроцессоре программы ANSYS были получены конечно-элементные модели исследуемых сосудов (на рисунке 2 показаны фрагменты моделей сосудов с накладными элементами). Далее данные модели нагружались пошагово внутренним давлением от 0 до 16 МПа. При этом учитывалось упруго-пластическое поведение материала сосудов.

Рис. 2. Фрагменты конечно-элементных моделей сосудов: а – сосуд № 2, б – сосуд № 3

На рис. 3, 4 и 5 представлено распределение возникающих под действием внутреннего давления величиной 1 МПа эквивалентных напряжений (по теории прочности Мизеса [1]) на внутренней поверхности цилиндрического корпуса сосудов № 1, № 2 и № 3 соответственно. Максимальные эквивалентные напряжения в сосуде №1 достигают величины 62,7 МПа в зоне утонения, в сосуде № 2 – 54,7 МПа, в сосуде № 3 – 54,6 МПа.

Рис. 3. Распределение эквивалентных напряжений на внутренней поверхности цилиндрического корпуса сосуда № 1 под действием внутреннего давления 1 МПа

58

Рис. 4. Распределение эквивалентных напряжений на внутренней поверхности цилиндрического корпуса сосуда № 2 под действием внутреннего давления 1 МПа

Рис. 5. Распределение эквивалентных напряжений на внутренней поверхности цилиндрического корпуса сосуда № 3 под действием внутреннего давления 1 МПа

Из сравнения рис. 3, 4 и 5 видно, что усиление зоны утонения плоским и колпачковым накладными элементами позволяет снизить максимальные эквивалентные напряжения в упругой области деформирования в 1,15 раза.

На рис. 6 показано изменение максимальных эквивалентных напряжений в трех исследуемых сосудах при увеличении внутреннего давления от 1 до 16 МПа. В диапазоне от 1 до 6 МПа максимальные напряжения в сосуде № 1 незначительно превышают напряжения в сосудах № 2 и № 3. При внутреннем давлении в диапазоне от 6 до 10 МПа максимальные напряжения практически одинаковы в трех сосудах и приблизительно равны 240 МПа. При дальнейшем увеличении давления максимальные эквивалентные напряжения в зоне утонения сосуда № 1 начинают резко возрастать, ввиду появления в металле значительных пластических деформаций, и достигают величины 440 МПа при давлении 14 МПа, в то время как в сосудах с накладными элементами указанные напряжения увеличиваются незначительно, и при давлении 14 МПа они не превышают 270 МПа.

59

Рис. 6. Зависимость максимальных эквивалентных напряжений от величины внутреннего давления для трех сосудов

Результаты численного моделирования показали, что установка приварного накладного элемента в зоне локального утонения стенки позволяет значительно повысить прочность сосуда давления, особенно в области действия значительного внутреннего давления. Но колпачковые накладные элементы более предпочтительны по сравнению с плоскими накладками. Это связано с тем, что если произойдет сквозное разрушение металла в зоне утонения и рабочая среда попадет в пространство между накладным элементом и корпусом сосуда, то колпачковый элемент способен выдержать большее внутреннее давление, чем плоский элемент.

Таким образом, можно рекомендовать применение наружных колпачковых накладных элементов для ремонта корпусов сосудов давления, а также технологических трубопроводов, имеющих локальное утонение стенки. Это позволит выполнять ремонтные операции без вывода оборудования из эксплуатации, без его опорожнения от продукта, промывки и пропарки. При дальнейшей остановке всей технологической установки на капитальный ремонт можно будет выполнить ремонт сосудов давления и трубопроводов с применением традиционных способов – наплавки или замены дефектного участка.

Список литературы

1. Гольденблат, И.И. Критерии прочности и пластичности конструкционных материалов / И.И. Гольденблат, В.А. Копнов. – М.: Машиностроение, 1968. – 191с.

60

Д. Г. Вылегжанин, аспирант

С. Д. Кугультинов, доктор технических наук, профессор Ижевский государственный технический университет

имени М. Т. Калашникова

Воздушное охлаждение при обработке резанием

Значительное количество деталей машин в современной промышленности получается обработкой резанием. Применительно к охлаждению материалов при резании – можно выделить следующие проблемы: процесс резания сопровождается значительным повышением температуры, вследствие чего возникает значительная тепловая напряженность элементов зоны резания; из-за высокой температуры снижается прочность режущего инструмента, что приводит к снижению его стойкости, преждевременному износу и поломке; повышенная температура приводит к структурным изменениям поверхности обрабатываемого материала, к плавлению его поверхности, короблению, возникновению прижогов, трещин, что, в конечном счете, может привести к браку изделия.

Таким образом, решение вышеописанных проблем – а именно охлаждение зоны резания – позволит: проанализировать и систематизировать существующие методы охлаждения; предложить новые решения по охлаждению; повысить стойкость режущего инструмента; уменьшить негативные тепловые воздействия на обрабатываемый материал, тем самым увеличив его качество; все это, в конечном счете, приведет к повышению качества обработки материалов резанием.

Наиболее распространенный способ охлаждения при резании – полив СОЖ. Применительно к предмету моего исследования охлаждающей средой является воздух. У воздуха, как охладителя мы можем добиться значительного снижения его собственной температуры и значительного расхода, что позволяет эффективно отводить тепло. Кроме того, воздух не имеет стоимости, что позволяет снизить затраты на охлаждение. Достоинство СОЖ по сравнению с воздухом – высокий коэффициент теплопроводности; недостатки – ограниченные возможности по расходу, невозможность охлаждения ниже 0 °С (т.к. по достижении данной температуры вода переходит в твердое состояние), сложность в организации гидросети (по сравнению с пневмосетью), денежные затраты на покупку СОЖ.

Учитывая параметры охладителя (воздуха) выделены следующие задачи работы: анализ и выбор системы подачи потока сжатого воздуха; выбор способа охлаждения воздушного потока; создание конструкции шлифовального круга с предложенной системой охлаждения.

Выбор способа подачи сжатого воздуха

Подача воздуха осевым вентилятором: Основные размеры вентилятора:

‒ внешний диаметр колеса D = 300мм; внутренний диаметр колеса

61

d=150мм; размер колеса в осевом направлении l = 22,5мм; угол наклона лопастей θк = 25°; количество лопастей равно 6; угол между соседними лопастями равен 60°.

Начальные данные:

‒частота вращения вала n = 8000 об/мин; мощность на валу N = 10 кВт; плотность газа ρ = 1,2 кг/м3; давление газа на входе Р = 100000 Па; температура газа Т = 293 К.

Расчетные параметры вентилятора:

‒средняя скорость потока на выходе из вентилятора Uи=36,1 м/с; дав-

ление потока на выходе из вентилятора Рвых=102600 Па; массовый расход воздуха g = 2,2 кг/с; температура газа на выходе Т = 293 К.

Положительными сторонами данного варианта подачи сжатого воздуха являются: высокий массовый (объемный) расход, отсутствие отдельных требований к применяемому оборудованию. Среди отрицательных сторон следует отметить: низкая величина давления подаваемой воздушной струи, большие габариты, большая масса, сложность конструкции, сложность формообразования отдельных частей конструкции, таких как наклонные лопасти, невозможность использования предлагаемого способа охлаждения потока в связи с недостаточным давлением. Исходя из вышесказанного, данный вариант из дальнейшего рассмотрения исключается.

Подача воздуха из заводской пневмосети.

Самым распространенным источником подачи сжатого воздуха является воздушный компрессор. На каждом современном машиностроительном предприятии присутствует система подачи сжатого воздуха с использованием компрессоров. При этом в цехах присутствует пневмосеть со стандартным давлением в ней 4–6 атмосфер и выше.

Параметры сети:

‒давление в сети Р = 4‒5 атм.; температура газа Т = 293 К; диаметр отверстия трубы d= 20 мм.

В качестве системы подачи воздуха решено использовать пневмосеть.

Выбор системы охлаждения потока.

Вданной работе рассмотрены следующие варианты охлаждения:

1)использование сопла Лаваля;

2)использование суживающегося сопла;

1)Сопло Лаваля ‒ техническое приспособление, которое служит для ускорения проходящего по нему газового потока до скоростей, превышающих скорость звука (рис.1).

62

Рис. 1. Схематичное изображение сопла Лаваля

Сопло представляет собой канал, суженный в середине. В простейшем случае такое сопло может состоять из пары усеченных конусов, сопряженных узкими концами.

На сужающемся, докритическом участке сопла движение газа происходит с дозвуковыми скоростями. В самом узком, критическом сечении сопла локальная скорость газа достигает звуковой. На расширяющемся, закритическом участке, газовый поток движется со сверхзвуковыми скоростями. Перемещаясь по соплу, газ расширяется, его температура и давление падают, а скорость возрастает. Внутренняя энергия газа преобразу-

ется в кинетическую энергию его направленного движения. КПД этого преобразования в некоторых случаях (например, в соплах современных ракетных двигателей) может превышать 70 %, что значительно превосходит КПД реальных тепловых двигателей всех других типов. Поскольку притока энергии извне нет, то скачек кинетической энергии сопровождается снижением температуры потока.

Параметры воздуха на входе в сопло: давление Р0 = 500000 Па; температура Т0 = 293 К; рабочее тело – атмосферный воздух.

Результаты расчета параметров потока на срезе сопла в первом приближении: давление P = 150 000 Па; температура Т = 107,3 К; скорость v = 610 м/с; массовый расход газа g = 0,2 кг/с (рис. 2).

Рис. 2. Результаты расчета течения газа в сопле:

распределение давлений (слева), распределение скоростей (по центру), распределение температур(справа)

Параметры рабочего тела (воздуха) на срезе сопла: температура Т ≈ 190 К;

63

скорость (ядро потока) v ≈ 580 м/с; массовый расход g = 0,2 кг/с.

Параметры рабочего тела (воздуха) в охлаждаемой области детали: температура Т = 230…240 К; скорость v = 180…230 м/с; массовый расход

g= 0,2 кг/с.

2)Суживающееся сопло ‒ это сопло, в котором скорость газового потока способна достичь критического значения (под критической скоростью понимают скорость потока, равную скорости звука), но не способна перейти звуковой барьер (рис. 3).

Рис. 3. Схематичное изображение суживающегося сопла

Фактически суживающееся сопло представляет собой то ‒ же сопло Лаваля, но без расширяющейся обечайки. При достаточном перепаде давлений выходное сечение сопла становится критическим и скорость потока в нем может достичь скорости звука. Соответственно, при таком изменении скорости потока можно добиться значительного снижения температуры потока в критическом сечении и после него.

Параметры на входе: давление Р0 = 500000 Па; температура Т0=293 К; рабочее тело – атмосферный воздух.

Результаты расчета параметров потока на срезе сопла в первом приближении: давление P = 260 000 Па; температура Т = 244 К; скорость v = 313,219 м/с; массовый расход газа g = 0,2 кг/с.

Результаты расчета течения газа при вытекании в условную полость представлены на рис. 4:

Рис. 4. Результаты расчета течения газа в сопле:

распределение температур (слева), распределение скоростей (по центру), распределение давлений (справа)

Параметры рабочего тела на срезе сопла: температура Т ≈ 250 К; ско-

64

рость (ядро потока) v ≈ 320 м/с; массовый расход g = 0,2 кг/с.

Параметры рабочего тела в охлаждаемой области детали: температура

Т= 280…285 К; скорость v = 100‒130 м/с; массовый расход g = 0,2 кг/с.

Вданной статье проиллюстрирована возможность охлаждения воздуха без использования внешних источников энергии, за счет геометрического воздействия на поток. В качестве способов данного геометрического воздействия рассмотрено использование сопла Лаваля и суживающегося сопла. Согласно представленным расчетам, оба варианта позволяют достичь значительного снижения температуры потока воздуха. Полученный таким образом охлажденный воздушный поток можно в дальнейшем использовать для охлаждения зоны резания при механической обработке

Список литературы

1.Кугультинов, С.Д. Технология обработки конструкционных материалов / С.Д. Кугультинов, А.К. Ковальчук, И.И. Портнов. – М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана,

2006. – 680 с.

2.Резников, А.Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов / А.Н. Резников. – М.: Машиностроение, 1981. – 279 с.

3.Нащокин, В.В. Техническая термодинамика и теплопередача / В.В. Нащокин. – М.: Высшая школа, 1980. – 560 с.

4.Гримитлин, А.Н. Насосы, вентиляторы, компрессоры в инженерном оборудовании зданий / А.Н. Гримитлин, О.П. Иванов, В.А. Пухкал. - Санкт-Петербург: АВОК Северо-Запад, 2006. – 202 с.

5.Поляков, В.В. Насосы и вентиляторы / В.В. Поляков, Л.С. Скворцов. – М.: Стройиздат, 1990. – 336 с.

6.Богословский, В.Н. Отопление и вентиляция / В.Н. Богословский, В.П. Щеглов, Н.Н. Разумов. – М.: Стройиздат, 1980. – 295 с.

7.Иров, Ю.Д. Газодинамические функции / Ю.Д. Иров, Э.В. Кейль, Б.Н. Маслов. - М : Машиностроение, 1965. – 399 с.

8.Ковальногов, Н.Н. Расчет течения и сопротивления трения потока в соплах Лаваля / Н.Н. Ковальногов, А.С. Ртищева. - Ульяновск : УлГТУ, 2007. – 32 с.

А. А. Гончаров, аспирант

Б. А. Жуков, доктор технических наук, профессор Волгоградский государственный технический университет

Оценка влияния прижимного устройства на самоторможение клиновых механизмов свободного хода

Высокие эксплуатационные характеристики (нагрузочная способность угловая жесткость и быстродействие) выдвигают клиновые механизмы свободного хода (МСХ) с кинематической связью [1] в разряд наиболее перспективных для использования в качестве выпрямителей механиче-

65

ских колебаний. Указанные МСХ представляют собой сложную триботехническую систему, структура и поведение которой зависит от геометрии элементов, коэффициентов трения, реализуемых на их контактных поверхностях, и условий нагружения. Исследования [2] позволили определить закономерности распределения наиболее важных контактных характеристик и получить теоретические оценки работоспособности указанных механизмов. В публикуемой работе приводятся результаты моделирования поведения МСХ в стоповом режиме при наличии прижимного устройства. Приведем краткую формулировку контактной задачи.

Рассмотрим процесс заклинивания МСХ в условиях квазистатического нагружения. Расчетная схема триботехнической системы МСХ представлена на рис. 1. Упругие свойства элементов задают значения материальных констант ‒ модуля Юнга (Е) и коэффициента Пуассона ( ), конфигурацию звеньев фрикционной модели механизма ‒ геометрические параметры: эксцентриситет e, радиусы вала, подшипника и обойм (клина) соответственно ro, r, R, R1, толщина подшипника h и углы радиальных срезов клина θ1, θ2.

Граничноэлементная модель построена на следующих упрощающих допущениях. Считалось, что нагрузка ширине тел распределена равномерно; элементы МСХ находятся в условиях плоского напряженного состояния, и имеют идеально сопрягаемые контактные поверхности; валэксцентрик является абсолютно жестким телом, подшипник, обоймы и клин – идеально упругими; в области контакта вала-эксцентрика с жестко закрепленным в ведущей обойме радиальным подшипником отсутствует трение; в областях контакта клина с обоймами силы трения подчиняются закону Амонтона. В стоповом режиме ведомая обойма 5 жестко закреплена, и остановка ведущего звена 1 механизма, нагруженного внешним моментом Mo, должна осуществляться за счет внутренних сил ‒ сил трения, возникающих на контактных поверхностях клина BD и AC, и действующего на клин 4 усилия пружины 6.

Рис. 1. Триботехническая система клинового МСХ:

1 – вал-эксцентрик, 2 ‒ подшипник, 3 – ведущая обойма, 4 – клин, 5 – ведомая обойма, 6 – пружина, 7 – упор

66

При граничноэлементной аппроксимации [3] напряженнодеформированное состояние (НДС) элементов триботехнической системы описывает формируемая для узловых значений нормальных и касательных перемещений, (un, uη)и напряжений (ζ, η) система алгебраических уравнений следующего вида:

где [C] – матрица коэффициентов влияния, {X} – вектор неизвестных граничных параметров, {Y} ‒ вектор линейных комбинаций известных параметров, задаваемых как граничные условия на контурах элементов.

Уравнения статического равновесия (1) дополняют граничные усло-

вия, имитирующие действие механической нагрузки, внешние и внутренние связи системы: un = un*, η = 0, (x, y) EF, η = ζ = 0, (x,y) EQF. ζ = ζ*, η = 0 (x, y) CD, un = uη = 0 (x, y) KNLK. un2 = -un3, uη2 = -uη3, ζ2 =

ζ3, η2 = η3, (x,y) GPH; un4 = -un5, ζ4 = ζ5, | η4| ≤ fAC| ζ4|, | η5| ≤ fAC| ζ5|, (x,y)AC, где un*= f (ε, θ) – нормальные перемещения точек поверхности

подшипника, ε – угол поворота эксцентрика 1, θ – угол, задающий положение исследуемой точки в области контакта EF ; ζ* – нормальные напряжения, соответствующие усилию пружины; fBD, fAC – реализуемые на границах клина коэффициенты трения. Буквенные и цифровые обозначения соответствуют обозначениям и позициям элементов на рис.1.

В качестве критериев кинематического состояния системы использовались соотношения между нормальными и касательными усилиями в областях BD и AC контакта клина с обоймами, определяющими в рамках закона Амонтона два состояния фрикционного взаимодействия – жесткого сцепления и относительного проскальзывания элементов соответственно:

Нелинейный анализ выполнялся в процессе поэтапного нагружения при помощи двух основных итерационных процедур, одна из которых связана с моделированием процесса нагружения механизма, вторая – с определением его кинематического состояния. В качестве параметра, управляющего процессом деформирования, использовался пропорциональный величине момента M0 угол поворота эксцентрика . Распределения нормальных давлений в сформированной области контакта EF связаны со значением момента внешней нагрузки интегральным соотношением:

Алгоритм процедуры определения кинематического состояния МСХ базировался на анализе распределений нормальных давлений и сил трения на границах клина с обоймами с учетом условий (2) и (3).

Ниже представлены результаты исследования влияния усилия пружины на условия фрикционного сцепления элементов МСХ. Моделиро-

67

вание, выполненное на сетке из 720 граничных элементов, показало, что при значениях fAC = fBD = 0,118 МСХ с геометрическими параметрами: e =

5 мм; ro =13 мм; h = 3 мм; r = 29 мм; R = 35 мм; R1 = 50 мм; 1 = 60 ; 2

=60 и соответствующими их нумерации на рис.1 упругими характери-

стиками: Е2 =1,05105 МПа, Е3 = Е4 = Е5= 2,1105 МПа, 2 = 0,3, 3 = 4 = 5

= 0,29 является самотормозящимся в отсутствие поджимающего устройства. С уменьшением коэффициентов МСХ в идентичных условиях нагружения утрачивает эту способность. Изменение кинематического состояния механизма при уменьшении коэффициента трения показывают

на рис. 2 картины деформированного состояния модели МСХ [4]. Изолинии суммарных перемещений usum = (ux2+uy2)1/2, где ux, uy ‒ компоненты

вектора, соответствуют цене полосы 0,015 мм. Очевидно, что в самотормозящемся механизме они имеют деформационный характер (рис. 2а), в несамотормозящемся механизме – кинематический (рис. 2б).

На рис. 3 показаны результаты моделирования поведения несамотормозящегося МСХ (f = fAC = fBD = 0,1) при совместном действии момента M0 и постоянного усилия пружины F = 30 Н.

Рис. 2. Трансформирование кинематического состояния МСХ при уменьшении коэффициента трения

Решение задачи осуществлялось в процессе поэтапного нагружения: M0 = 0,..., M0max , где M0max – величина момента, вызывающая проскаль-

зывание МСХ. На рис. 3 даны распределения поверхностных усилий в неблагоприятной для сцепления области контакта клина с ведомой обоймой. Семейства кривых построены при определяемых равенством (4) значениях удельного момента M0: 4,4, 6,6, 8,0 и 8,8 Нм. Анализ зависимостей показал, что усилие пружины оказывает влияние на механизм контактного взаимодействия элементов. При неизменном характере нормальных давлений (рис. 3а) от усилия пружины существенно зависит формирование системы сил трения, создающей сопротивление относительному скольжению элементов (рис. 3б). Более детально состояние фрикционного контакта клина с обоймами описывают построенные на его границах графические зависимости модуля отношения указанных сил | η/ζ|. Данное отношение определяет локализацию и протяженность зон с различными условиями (2) и (3) фрикционного контакта тел – жесткого сцепления Lst

68

и относительного проскальзывания Lsl. Распределения | η/ζ| на рис. 3в иллюстрируют процесс эволюционного вырождения зон жесткого сцепления в области контакта AC при увеличении M0 до значения 8,8 Нм. Определяя момент усилия пружины относительно центра механизма Mпр = 0,96 Нм, получим силовое условие самоторможения исследуемого механизма в виде: 0 < M0 < 9 Mпр. Отметим, что данное соотношение между параметрами нагружения имеет частный характер, оно определяет кинематическое состояние только исследованной триботехнической системы.

Результаты моделирования показывают, что в условиях нестабильности коэффициента трения запас по сцеплению элементов МСХ может создаваться усилием поджимающего клин устройства. При этом следует иметь в виду, что изменение геометрических параметров элементов МСХ оказывает существенное влияние на величину минимального усилия пружины.

Рис. 3. Распределение нормальных давлений (а), сил трения (б)

и модуля отношения | η/ζ| в зоне контакта клина с ведомой обоймой

Выполненный анализ позволяет сделать следующие выводы:

1.Разработанная статическая гранично-элементная модель и контактный алгоритм позволяют исследовать поведение клиновых МСХ как неконсервативных механических систем переменной структуры в фазе активного нагружения при условиях сухого и граничного трения и определять наиболее важные триботехнические характеристики с учетом явлений макро- и микроскольжения тел.

2.Поджимающее устройство создает положительный эффект, заключающийся в улучшении фрикционного сцепления обойм с клином. Использование данного эффекта позволяет осуществлять проектирование клиновых МСХ при нестабильных значениях коэффициентов трения. Выбор оптимального усилия пружины должен осуществляться с учетом типа проектируемого механизма, конструктивных и динамических особенностей привода.

69

Список литературы

1.Благонравов, А.А. Механические бесступенчатые передачи нефрикционного типа / А.А. Благонравов. – М.: Машиностроение, 1977. – 145 с.

2.Гончаров, А.А. Неконсервативная гранично-элементная модель клиновых механизмов свободного хода / А.А. Гончаров // Проблемы машиностроения и надежности машин. - 2008. - №2. - С. 28-36.

3.Крауч, С. Методы граничных элементов в механике твердого тела / С. Крауч, А. Старфилд. – М.: Мир, 1987. – 328 с.

4.Гончаров, А.А. Определение триботехнических характеристик клинового

механизма свободного хода / А.А. Гончаров // Трение и смазка в машинах и механизмах. - 2011. - №11. - С. 3-11.

А. С. Горбунов, аспирант; Р. Д. Каримов, аспирант Д. В. Гусаков, аспирант

Л. Э. Рогинская, доктор технических наук, профессор Уфимский государственный авиационный технический университет

Параметрический синтез индукторно-конденсаторного модуля в полупроводниковом преобразователе частоты для электротехнологий

Электротехнологией следует считать область промышленной технологии, в которой электрические и магнитные явления используются для непосредственного воздействия на обрабатываемый объект. При этом индукционным нагревом называют электротехнологические процессы передачи энергии обрабатываемому объекту за счет явления электромагнитной индукции [1].

Индукционный нагрев металлов, применяемый в промышленных установках с конца XIX в., в настоящее время получил широкое распространение во многих областях промышленности. Причиной такого успеха индукционного нагрева являются достоинства, присущие этому виду нагрева, которые в основном определяются тем, что при индукционном нагреве теплота выделяется непосредственно в нагреваемом теле, благодаря чему, во-первых, использование тепла оказывается более совершенным (т.е. при более высоком тепловом КПД) и, во-вторых, обеспечивается значительно большая скорость нагрева [2].

Моделирование полупроводникового преобразователя частоты

В настоящее время в связи с расширяющимся применением индукционного нагрева в промышленности возникает необходимость улучшения технико-экономических показателей применяемых установок для индукционного нагрева, а также определения и учета параметров применяемых в них взаимоиндуктивных модулей.

На сегодняшний день основными элементами индукционных установок являются: высокочастотный источник питания и нагрузочный колеба-

70

тельный контур, состоящий из индуктора и компенсирующей батареи конденсаторов [1]. Компенсирующая батарея конденсаторов необходима для повышения коэффициента мощности нагрузочного контура до единицы, так как коэффициент мощности индукторов очень низок, и составляет значения около 0,1 для средних частот и подключение такой индуктивной нагрузки непосредственно к источнику питания вызовет потребление значительной реактивной мощности из сети, бесполезно загружая провода, а также значительно увеличивая установленную мощность элементов индукционных установок [3].

В качестве высокочастотного источника питания могут выступать тиристорные и транзисторные (полупроводниковые), а также ламповые преобразователи частоты.

Кроме того, следует отметить, что у применяемых высокочастотных источников питания для индукционных установок выходное напряжение нестандартно, и может составлять, например, 250…400 В для источника питания на базе несимметричного одноячейкового инвертора. Для согласования такого нестандартного выходного напряжения с номинальным напряжением индукторов в источниках питания для индукционных установок часто применяют согласующие высокочастотные трансформаторы [3].

Кроме согласующего высокочастотного трансформатора в индукционных установках применяются такие взаимоиндуктивные модули, как дроссели переменного тока, сглаживающие дроссели и дроссели насыщения.

Для исследования электромагнитных процессов в индукционных установках рационально применение моделирования в пакете Matlab, что позволяет на этапе расчетов и проектирования без проведения дорогостоящих экспериментов и с приемлемой точностью определить параметры элементов индукционных установок, оценить работоспособность проектируемых индукционных установок, а также осуществлять оптимизацию параметров элементов индукционных установок.

На рис. 1 показана имитационная модель индукционной установки, созданная в пакете Matlab. Ее особенностью является то, что в данной установке осуществлена параллельная компенсация реактивной мощности индуктора. Как видно из рис. 1, в данной установке имеется три резонансных контура: фильтровый (представленный сопротивлением Rd, индуктивностью Ld), коммутирующий (представленный индуктивностью Lk, емкостью Ck) и нагрузочный (представленный сопротивлением Rn, индуктивностью Ln и емкостью Cn), что значительно усложняет данную установку.

71

Рис. 1. Имитационная модель индукционной установки с параллельной компенсацией

Для решения задачи повышения технико-экономических показателей индукционных установок путем упрощения конструкции индукционной установки и, соответственно, повышения надежности данной установки, предлагается схема, имитационная модель которой представлена на рис. 2. Особенностью данной схемы является то, что в ней осуществлена последовательная компенсация реактивной мощности индуктора, с одновременным упрощением схемы индукционной установки путем объединения коммутирующего и нагрузочного контуров с соответствующим уменьшением числа элементов индукционной установки.

72

Стоит также отметить, что в схеме на рис. 2, по сравнению со схемой на рис. 1, в качестве управляемого полупроводникового прибора использован транзистор (IGBT или MOSFET), что позволяет значительно расширить частотный диапазон применения данных индукционных установок, так как данные транзисторы могут работать при значительно большей частоте переключения, нежели тиристоры вследствие того, что транзисторам не требуется время для восстановления управляющих свойств.

Рис. 2. Имитационная модель индукционной установки с последовательной компенсацией

Результатами моделирования являются графики мгновенных значений напряжений на первичной uперв и вторичной uвтор обмотках согласующего высокочастотного трансформатора, а также действующие значения токов в активном iRn и индуктивном iLn сопротивлении индуктора (рис. 3).

По результатам моделирования можно отметить, что применение согласующих высокочастотных трансформаторов позволяет согласовать выходное напряжение источника питания с номинальным напряжением индуктора. Данный трансформатор моделировался с магнитопроводом из аморфных или нанокристаллических сплавов, при этом, как показали расчеты, данный трансформатор имеет малые габариты и значительно более высокие технико-экономические показатели, нежели обычно применяемые согласующие высокочастотные трансформаторы с магнитопроводами, выполненными из электротехнической стали, ферритов, магнитодиэлектриков. Во время работы данной установки наблюдаются два режима:

1.Ток проводят транзистор, а затем диод. При этом происходит колебательный перезаряд компенсирующего конденсатора и в нагрузке протекает синусоидальная волна тока, с периодом, зависящим от соотношения индуктивности Ln и емкости Cn.

2.Режим паузы в работе транзисторно-диодной пары, когда в нагрузке протекает ток, сглаженный фильтровым дросселем, и происходит заряд компенсирующего конденсатора.

73

Рис. 3. Результаты моделирования:

а) Кривые мгновенных значений напряжений на первичной uперв и вторичной uвтор обмотках согласующего трансформатора;

б) Кривые действующих значений токов в активном iRn и индуктивном iLn сопротивлении индуктора

Применение имитационного моделирования в пакете Matlab позволяет исследовать электромагнитные процессы в индукционных установках с учетом применяемых модулей. Применение магнитопроводов из аморфных или нанокристаллических сплавов позволяет повысить энергетические и массогабаритные показатели всех взаимоиндуктивных модулей.

Список литературы

1.Белкин, А.К. Элементы индукционных установок / А.К. Белкин, Л.И. Гутин, И.Н. Таназлы. – М.: Энергоатомиздат, 2007. – 140 с.

2.Вайнберг, А.М. Индукционные плавильные печи / А.М. Вайнберг. – Л.: Госэнергоиздат, 1960. – 456 с.

3.Белкин, А.К. Тиристорные преобразователи частоты / А.К. Белкин, Т.П. Костюкова, Л.Э.Рогинская. - М : Энергоатомиздат, 2000. – 263 с.

74

А. Р. Горзолия, магистрант

А. В. Губерт, кандидат технических наук, доцент Ижевский государственный технический университет имени М. Т. Калашникова

Проектирование лабораторного пульсирующего воздушно-реактивного двигателя

Лабораторный пульсирующий воздушно-реактивный двигатель (ПуВРД) проектируется в учебных целях, для наглядной демонстрации работы двигателя и рабочих процессов.

Среди всех реактивных двигателей, менее изученными до сих пор остаются пульсирующие воздушно-реактивные двигатели. Интерес к созданию пульсирующего воздушно-реактивного двигателя вызывает простота конструкции и дешевизна.

Для расчета термодинамических параметров рабочего процесса ПуВРД ввели допущение о изохорности процесса и применили термодинамический цикл Ленуара.

Рис. 1. Термодинамический цикл Ленуара в pv-координатах

Данная модель является наиболее простой, и позволяет провести грубую оценку термодинамических параметров рабочего цикла ПуВРД, необходимых на первом этапе изучения.

В начальный момент труба на заданную длину заполнена сжатым горячим газом с заданными параметрами. Работа расширения рабочего тела считается равной кинетической энергии газа на срезе трубы [3].

75

Рис. 2. Расчетная схема аппарата пульсирующего горения:

mg – расход топлива, ma – расход воздуха, me – расход продуктов сгорания через резонансную трубу, Vcc – объем камеры сгорания, Ltp – длина резонансной

трубы, P – давление в камере сгорания, P0 – атмосферное давление

При составлении модели рассматривался закон сохранения энергии применительно ко всей системе, а также уравнение баланса расхода для камеры сгорания и уравнение сохранения импульса для потока в резонансной трубе [1].

Уравнение энергии формулируется в следующем виде[2]:

dEcc Q hr mr he me , dt

где Ecc – энергия в камере сгорания, t – время, Q – количество подведенного тепла, hr и he – удельная энтальпия смеси и продуктов сгорания соответственно, mr – расход смеси в камеру сгорания, me – расход продуктов сгорания из камеры в резонансную трубу.

Расход газообразного топлива и воздуха моделируется уравнением расхода через отверстие для квазистационарного потока, исходя из допущения, что механические клапаны имеют два положения ‒ полностью открыты или полностью закрыты. Давление на входе в топливный клапан считается равным давлению на входе в воздушный клапан и равно атмосферному P0.

Уравнение переменного расхода заряда имеет вид:

где ρa и ρg – плотность воздуха и топлива соответственно, Сa и Сg – коэффициенты расхода для воздушного топливного клапанов соответственно, Aa и Ag – проходные площади для воздушного и топливного клапанов, P – давление в камере сгорания, f1(P-P0) – индикаторная функция, зависящая от значения избыточного давления в камере сгорания.

Изменение импульса в резонансной трубе описывается уравнением:

Lтр dme Aтр P P0 , dt

76

где Lтр – длина резонансной трубы, Aтр – площадь поперечного сечения резонансной трубы.

На основе уравнений выведено нелинейное дифференциальное уравнение второго порядка для изменения давления в камере сгорания:

отношение удельных теплоемкостей.

Данная модель позволяет оценить параметры ПуВРД необходимые для проектирования лабораторного двигателя и исследовать его характеристики при различных начальных условиях.

Список литературы

1.Акимов, В.М. Теория и расчет воздушно-реактивных двигателей / В.М. Акимов, В.И. Бакулев, Р.И. Курзинер. – М.: Машиностроение, 1987. – 568 с.

2.Бородин, В.А. Авиамодельный пульсирующий воздушно-реактивный двигатель / В.А. Бородин . – М.: Всесоюзное добровольное общество содействия авиации, 1951. – 96 с.

3.Сейфетдинов, Р. Рабочий процесс воздушных-турбореактивных двигате-

лей. LAP LAMBERT Academic Publishing GmbH & Co. KG, 2011. – 127 с.

А. О. Деев, магистрант А. В. Победин, кандидат технических наук, профессор

Волгоградский государственный технический университет, Волгоград

Метод оценки и снижения внутреннего шума легковых автомобилей

Исследование шума является актуальным в области машиностроения. Находясь за рулем автомобиля, водитель постоянно испытывает на себе звуковое давление, чрезмерный уровень которого способен негативно повлиять на его состояние. Необходимо проводить исследования и выявлять методы по снижению шума.

Проведение эксперимента по измерению и снижению уровня шума, в общем случае, можно разделить на два этапа:

‒ Проведение замеров уровня шума в автомобиле с заводскими эле-

77

ментами вибро- и шумоизоляции.

‒ Проведение замеров уровня шума в этом же автомобиле, но уже после виброшумоизоляционной подготовки пола, дверей, потолка, а также колесных арок.

Измерения проводились при разгоне автомобиля на каждой передаче в режиме 2000 об/мин, 3000 об/мин, 4000 об/мин.

При замерах не допускалось движение автомобиля накатом.

На каждой передаче, при каждом режиме, проводилось не менее трех измерений. За результат измерения принималось среднее арифметическое трех полученных значений[2].

На начальном этапе эксперимента производятся замеры уровня шума в салоне автомобиля в заводском исполнении, после чего, полученные результаты сводятся в таблицу. Результаты, полученные при измерении уровня шума в салоне автомобиля ВАЗ 2170, представлены в табл. 1.

Для измерения уровня шума использовался измерительный прибор – шумомер SL-401. Измерения проводились по шкале А, при этом диапазон измеряемых уровней шумности лежит в пределах от 30 до 90 дБ при частотных границах от 20 до 20 кГц [1].

Таблица 1. Результаты, полученные после первого этапа эксперимента

После проведения первого этапа эксперимента, обработки полученных данных, была произведена разборка салона автомобиля с целью нанесения на внутренние поверхности виброшумопоглощающего материала. Оклейка внутренних полостей автомобиля производилась по следующему принципу.

78

Рис. 1. Схема оклейки автомобиля шумо-виброизоляционными материалами: 1 – вибропоглощающий материал (Бипласт, Бимаст, Визомат);

2 –звукопоглощающий материал (Акцент, Бипласт); 3 – тепло-звукоизоляционный материал (Шумофф П)

После завершения нанесения шумоизоляционных материалов были произведены повторные замеры уровня шума в салоне автомобиля, при этом место время и погодные условия вторых замеров максимально приближены к условиям, имевшим место быть в первой части эксперимента. Результаты, полученные во второй части эксперимента представлены в табл. 2.

Таблица 2. Результаты, полученные после второго этапа эксперимента